Neue Methoden zur Beurtei- lung der Tieftemperatureigen

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Eidgenössisches Departement für Umwelt, Verkehr, Energie und Kommunikation UVEK
Département fédéral de l'environnement, des transports, de l'énergie et de la communication DETEC
Dipartimento federale dell'ambiente, dei trasporti, dell'energia e delle comunicazioni DATEC
Bundesamt für Strassen
Office fédéral des routes
Ufficio federale delle Strade
Neue Methoden zur Beurteilung der Tieftemperatureigenschaften von bitumenhaltigen
Bindemitteln
Nouvelles méthodes pour évaluer les propriétés des
liants bitumineux à basse température
New methods for the assessment of the low temperature
properties of bituminous binders
Empa Materials Science and Technology
Dr. Martin Hugener
UCLM, Universidad de Castilla-La Mancha
Dr. Moises Bueno
Forschungsprojekt VSS 2006/001 auf Antrag des Schweizerischen
Verbandes der Strassen- und Verkehrsfachleute (VSS)
November 2014
1493
Der Inhalt dieses Berichtes verpflichtet nur den (die) vom Bundesamt für Strassen unterstützten Autor(en). Dies gilt
nicht für das Formular 3 "Projektabschluss", welches die Meinung der Begleitkommission darstellt und deshalb nur
diese verpflichtet.
Bezug: Schweizerischer Verband der Strassen- und Verkehrsfachleute (VSS)
Le contenu de ce rapport n’engage que les auteurs ayant obtenu l’appui de l’Office fédéral des routes. Cela ne
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que cette dernière.
Diffusion : Association suisse des professionnels de la route et des transports (VSS)
La responsabilità per il contenuto di questo rapporto spetta unicamente agli autori sostenuti dall’Ufficio federale delle strade. Tale indicazione non si applica al modulo 3 “conclusione del progetto”, che esprime l’opinione della commissione d’accompagnamento e di cui risponde solo quest’ultima.
Ordinazione: Associazione svizzera dei professionisti della strada e dei trasporti (VSS)
The content of this report engages only the author(s) supported by the Federal Roads Office. This does not apply to
Form 3 ‘Project Conclusion’ which presents the view of the monitoring committee.
Distribution: Swiss Association of Road and Transportation Experts (VSS)
Eidgenössisches Departement für Umwelt, Verkehr, Energie und Kommunikation UVEK
Département fédéral de l'environnement, des transports, de l'énergie et de la communication DETEC
Dipartimento federale dell'ambiente, dei trasporti, dell'energia e delle comunicazioni DATEC
Bundesamt für Strassen
Office fédéral des routes
Ufficio federale delle Strade
Neue Methoden zur Beurteilung der Tieftemperatureigenschaften von bitumenhaltigen
Bindemitteln
Nouvelles méthodes pour évaluer les propriétés des
liants bitumineux à basse température
New methods for the assessment of the low temperature
properties of bituminous binders
Empa Materials Science and technology
Dr. Martin Hugener
UCLM, Universidad de Castilla-La Mancha
Dr. Moises Bueno
Forschungsauftrag VSS 2006/001 auf Antrag des Schweizerischen
Verbandes der Strassen- und Verkehrsfachleute (VSS)
November 2014
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1493 | Neue Methoden zur Beurteilung der Tieftemperatureigenschaften von bitumenhaltigen Bindemitteln
Impressum
Forschungsstelle und Projektteam
Projektleitung
Dr. Martin Hugener
Mitglieder
Dr. Moises Bueno
Prof. Dr. M. N. Partl
Christian Meierhofer
Roland Takacs
Tatiana Martignoni
Simon Küntzel
Federführende Fachkommission
Fachkommission 3: Baustoffe
Begleitkommission
Präsident
Dr. Anders Nättorp
Mitglieder
Blaise Graf
Tony Bühler
Peter Sprecher
Hans-Peter Beyeler
Antragsteller
Schweizerischer Verband der Strassen- und Verkehrsfachleute (VSS)
Bezugsquelle
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1493
| Neue Methoden zur Beurteilung der Tieftemperatureigenschaften von bitumenhaltigen Bindemitteln
Inhaltsverzeichnis
Impressum ......................................................................................................................... 4
Zusammenfassung ........................................................................................................... 7
Résumé .............................................................................................................................. 8
Summary ............................................................................................................................ 9
1
1.1
1.2
1.2.1
Einleitung ......................................................................................................................... 10
Ausgangslage.................................................................................................................... 10
Stand der Forschung ......................................................................................................... 10
Forschungsziel .................................................................................................................. 13
2
2.1
2.2
2.2.1
2.2.2
2.3
2.4
2.4.1
2.4.2
2.5
2.5.1
2.5.2
Methodik........................................................................................................................... 14
Verwendete Bindemittel .................................................................................................... 14
Übersicht über die durchgeführten Prüfungen .................................................................. 14
Prüfprogramm ................................................................................................................... 14
Europäischer Ringversuch ................................................................................................ 15
Brechpunkt nach Fraass ................................................................................................... 16
Fracture Toughness Test .................................................................................................. 16
Prüfeinrichtung .................................................................................................................. 16
Prüfmethode ...................................................................................................................... 18
DSR-Bruchtemperatur ....................................................................................................... 21
Prinzip der CSC-Bruchprüfung.......................................................................................... 21
Versagenskriterium ........................................................................................................... 22
3
3.1
3.2
3.3
3.3.1
3.3.2
3.3.3
3.3.4
3.3.5
3.3.6
3.4
3.4.1
3.4.2
3.4.3
3.4.4
3.4.5
3.4.6
3.4.7
3.4.8
3.4.9
3.4.10
3.4.11
Diskussion und Resultate .............................................................................................. 26
Zusammenfassung der Prüfresultate ................................................................................ 26
Brechpunkt nach Fraass ................................................................................................... 26
Fracture Toughness Test (FTT) ........................................................................................ 27
Parameteroptimierung ....................................................................................................... 27
Auswertung der FTT-Messungen...................................................................................... 33
Bestimmung der Wiederholbarkeit .................................................................................... 34
Resultate des Europäischen Ringversuches .................................................................... 35
Resultate des Hauptversuches ......................................................................................... 36
Schlussfolgerungen ........................................................................................................... 39
CSC-Bruchversuch ........................................................................................................... 40
Parameteroptimierung ....................................................................................................... 40
Optimierung der Temperaturparameter ............................................................................ 40
Einfluss der Dehnamplitude .............................................................................................. 42
Einfluss der Frequenz ....................................................................................................... 43
Drehmomentbegrenzung .................................................................................................. 44
Erweiterung des Andwendungsbereiches durch Interpolation .......................................... 45
Präzision............................................................................................................................ 46
Festlegung der Prüfparameter .......................................................................................... 47
Kriterien für ungültige Messung ........................................................................................ 48
Resultate des Hauptversuches ......................................................................................... 48
Schlussfolgerungen ........................................................................................................... 50
4
Schlussfolgerungen ........................................................................................................ 52
Anhänge ........................................................................................................................... 54
Glossar ............................................................................................................................. 57
Literaturverzeichnis ........................................................................................................ 59
Projektabschluss ............................................................................................................ 63
Verzeichnis der Berichte der Forschung im Strassenwesen ..................................... 66
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Zusammenfassung
In dieser Forschungsarbeit wurden zwei neue Methoden für die Charakterisierung der
Tieftemperatureigenschaften von Bitumen und bitumenhaltigen Bindemitteln untersucht
und weiterentwickelt. Die erste Prüfmethode, der Drei-Punkt-Biegeversuch an einem gekerbten Probekörper (engl. Fracture Toughness Test) gemäss Technischer Spezifikation
CEN/TS 15963, ergab nach der Verbesserung der Prüfkörperherstellung konsistente Resultate. Neben der Untersuchung eines möglichst breiten Spektrums an Bitumensorten
wurde auch überprüft, ob das Alterungsverhalten adäquat erfasst werden kann. Die Laboralterung mittels RTFOT und PAV ergab für alle Bindemittel eine Erhöhung der Bruchtemperatur, was mit einer Versprödung des Bindemittels erklärt werden kann. Zudem
konnte ein deutlicher Unterschied zwischen polymermodifizierten und nicht modifizierten
Bindemitteln ähnlicher Viskosität nachgewiesen werden, was mittels Bending Beam Rheometer nicht immer der Fall ist. Ein Ringversuch, an dem im Rahmen dieses Projektes
teilgenommen wurde, ergab aber noch ungenügende Vergleichspräzisionen, die in der
Grössenordnung der Prüfung Brechpunkt nach Fraass lagen. Dies ist hauptsächlich darauf zurückzuführen, dass keine einheitlichen Prüfgeräte verwendet wurden, da keine
solchen kommerziell erhältlich sind. So wird die Prüfung je nach Prüfgerät in Luft oder in
unterschiedlichen Kühlflüssigkeiten durchgeführt. Daraus ist zu schliessen, dass die Verwendung eines einheitlichen Prüfgerätes unabdingbar für eine Verbesserung der Vergleichspräzision zwischen den Prüflaboratorien ist.
Der CSC-Bruchversuch (Cyclic Shear Cooling Failure Test) wurde an der Empa neu entwickelt und wird mit einem kommerziell erhältlichen Scherrheometer (DSR) durchgeführt.
Die Wiederholpräzision ist in den meisten Fällen sehr gut, eine Vergleichspräzision ist
aber noch nicht vorhanden. Die CSC-Bruchpunkte der polymermodifizierten Bindemittel
im Anlieferungszustand liegen deutlich tiefer als jene der nicht modifizierten Bitumen und
zeigen damit deutlich den Einfluss der Polymermodifikation auf das Bindemittel auf. Nach
der Alterung (RTFOT/PAV) hingegen sind diese Unterschiede teilweise verschwunden.
Insbesondere das Alterungsverhalten von nicht modifizierten Bitumen, die nach der PAVAlterung tiefere CSC-Bruchpunkte aufweisen, kann nicht erklärt werden. Die Resultate
sind stark von den gewählten Prüfparametern wie Frequenz, Dehnamplitude und Starttemperatur abhängig. Es war allerdings nicht möglich, alle Bindemittelsorten mit den gleichen Parametern zu messen. Für die Normierung des CSC-Bruchversuches sind daher
weitere Verbesserungen und Abklärungen notwendig.
Abschliessend ist festzuhalten, dass die beiden untersuchten Prüfmethoden noch nicht
reif sind, um die bestehende Prüfmethode Brechpunkt nach Fraass zu ersetzen, obwohl
das verbesserte Tieftemperaturverhalten von polymermodifizierten Bindemitteln im Anlieferungszustand besser reflektiert wird als beim Brechpunkt nach Fraass. Entweder ist die
Vergleichspräzision noch ungenügend oder die Prüfbedingungen müssen noch verbessert werden.
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Résumé
Ce travail de recherche était consacré à l’évaluation et au perfectionnement de deux
nouvelles méthodes de caractérisation des propriétés à basse température des bitumes
et des liants bitumineux. La première de ces méthodes, l’essai de flexion trois points sur
un barreau entaillé (en anglais Fracture Toughness Test) selon la spécification technique
CEN/TS 15963 a fourni des résultats cohérents après amélioration de la confection des
éprouvettes. A côté de l’essai d’une gamme aussi large que possible de sortes de bitume, on a aussi vérifié si cet essai permettait de déterminer le comportement au vieillissement. Le vieillissement en laboratoire avec des essais RTFOT et PAV a conduit pour
tous les liants à une élévation de la température de rupture, ce qui peut s’expliquer par
une fragilisation du liant. De plus, on a pu mettre en évidence une nette différence entre
les liants modifiés et les liants non modifiés aux polymères de viscosité semblable, ce qui
n’est pas toujours le cas avec le rhéomètre à flexion de barreau. Des essais interlaboratoires auxquels on a participé dans le cadre de ce projet ont mis en évidence une reproductibilité encore insuffisante qui est de l’ordre de grandeur de celle de l’essai du point de
fragilité Fraass. Ceci est dû principalement au fait que l’on a pas utilisé d’appareils
d’essai identiques, ceux-ci n’étant pas encore commercialisés. C’est ainsi que suivant
l’appareil, l’essai est effectué dans l’air ou dans des différents liquides réfrigérants.
L’utilisation d’un appareil d’essai uniformisé est donc une condition indispensable pour
l’amélioration de la reproductibilité entre les laboratoires d’essai.
L’essai de rupture CSC (Cyclic Shear Cooling Failure Test) développé par l’Empa
s’effectue avec un rhéomètre à cisaillement dynamique (DSR) en vente dans le commerce. La répétabilité est dans la majeure partie des cas très bonne mais on ne dispose
pas encore de valeurs de sa reproductibilité. Le point de fragilité CSC des liant bitumineux modifiés aux polymères à l’état de livraison est nettement plus bas que celui des bitumes non modifiés ce qui met en évidence l’influence de la modification apportée au bitume par les polymères. Par contre après vieillissement (RTFOT/PAV), ces différences
disparaissent en partie. En particulier le comportement au vieillissement des bitumes non
modifiés, qui présentent un point de fragilité CSC plus bas après vieillissement PAV n’est
pas explicable. Les résultats dépendent fortement des paramètres choisis tels que la fréquence, l’amplitude de l’allongement et la température initiale. Il n’a toutefois pas été
possible de procéder à la mesure de toutes les sortes de bitume avec les mêmes paramètres. Il est ainsi nécessaire de procéder à des améliorations et à des éclaircissements
supplémentaires pour parvenir à une normalisation de l’essai de rupture CSC.
Pour conclure, il faut relever que, bien qu’elles reflètent mieux que le point de fragilité
Fraass le meilleur comportement en température des liant bitumineux modifiés aux polymères à l’état de livraison, les deux méthodes d’essai examinées n’ont pas atteint un degré de maturité qui leur permette de remplacer le point de fragilité Fraass. Cela parce
que pour l’une la reproductibilité est encore insuffisante alors que pour l’autre les conditions d’essai doivent encore être améliorées.
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Summary
This research work focused on studying and further developing two new methods for the
characterisation of the low temperature properties of bitumen and bituminous binders.
The first test method, a three-point bending test on a notched specimen pursuant to
Technical Specification CEN/TS 15963, provided consistent results after improvements
had been made to the production of the test specimens. In addition to investigating the
broadest possible range of types of bitumen, it was also checked whether ageing behaviour could be identified. The laboratory-induced ageing using RTFOT and PAV resulted
in an increase in the fracture temperature of all the binders, which can be explained by an
embrittlement of the binder. Furthermore, a significant difference between polymermodified and unmodified binders of similar viscosity was detected, which is not always
the case with the bending beam rheometer. A collaborative study that was participated in
as part of this project showed that reproducibility was still inadequate, and had approximately the same magnitude as with the Fraass breaking point test. This was mainly due
to the fact that uniform test instruments were not used, as such instruments are not yet
commercially available. The tests were performed in air or in different coolants depending on the respective test instrument. As a result of this, it can be concluded that the use
of a uniform test instrument is essential in order to improve the reproducibility between
laboratories.
The cyclic shear cooling (CSC) failure test has been redeveloped at Empa and is performed with a commercially available shear rheometer (DSR). The repeatability is very
good in most cases, but as yet there is no reproducibility. The CSC fracture points of the
polymer-modified binders in original state were significantly lower than those of the unmodified bitumen and thus clearly demonstrate the influence of polymer modification on
the binder. After ageing (RTFOT/ PAV), however, these differences disappeared to some
extent. In particular, the ageing behaviour of unmodified bitumen, which had lower CSC
fracture points after PAV ageing, cannot be explained. The results are highly dependent
on the test parameters selected, such as frequency, stretch amplitude and starting temperature. However, it was not possible to measure all the binder types using the same
parameters. Further improvements and clarifications are therefore necessary for the
standardisation of the CSC failure test.
In conclusion, it can be noted that the two test methods that were investigated are not yet
ready to replace the existing Fraass breaking point test method, although the improved
low-temperature behaviour of polymer-modified binders in the condition in which they are
delivered is better reflected than with the Fraass breaking point. Either the reproducibility
is still inadequate or the test conditions need to be improved.
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Einleitung
1.1
Ausgangslage
Das Schweizer Klima ist geprägt durch ein breites Temperaturspektrum, welches hohe
Anforderungen an die richtige Wahl bitumenhaltiger Bindemittel im Strassenbau stellt.
Diese müssen den heutigen wie auch den künftigen Beanspruchungen sowohl im Sommer als auch im Winter vollumfänglich genügen. Die globale Erwärmung darf nicht darüber hinwegtäuschen, dass sporadisch, wie im Jahre 2008/2009, immer wieder extrem
harte Winter mit tiefen Temperaturen auftreten können, wodurch die Strassen verspröden
und thermisch induzierte Risse erleiden können [1]. Die Rissanfälligkeit wird erhöht durch
die zahlreichen kleinen Fehlstellen aufgrund der inhomogenen Struktur des Strassenbelages, die sich durch die Einwirkungen von Klima und Verkehrsbelastung akkumulieren.
Bei diesen Defekten konzentrieren sich die thermisch induzierten Kräfte und sind Auslöser für die makroskopische Rissbildung, wenn die Zugfestigkeit des Asphaltes überschritten wird [2]. Dabei weist oft das Bitumen die niedrigste Zugfestigkeit auf, was durch die
erfolgte Beobachtung der Rissfortsetzung im Bitumen in der Nähe des Mineralstoffkorns
geschlossen werden kann [3]. Kühlt der Belag ab, verändern sich das Bindemittel von einem viskoelastisch, duktilem zu einem elastisch, spröden Material. In der Anfangsphase
vermag das Bindemittel die Kräfte, die durch thermische Kontraktion entstehen, über viskoses Fliessen abzubauen. Dies wird mit sinkenden Temperaturen zunehmend schwieriger, wobei die Kälteeigenschaften eine Funktion der chemischen Zusammensetzung des
Bitumens ist. Es ist nicht möglich Bitumen eindeutig zu charakterisieren, weshalb oft eine
semi-quantitative Aufteilung in die vier Fraktionen gesättigte und aromatische Kohlenwasserstoffe, Harze und Asphalten erfolgt. Asphaltene und Harze, die aus grossen Molekülen bestehen, sind hauptsächlich für das elastische Verhalten verantwortlich, während
die kleineren Moleküle mit niedrigerem Molekulargewicht, die gesättigten und aromatischen Kohlenwasserstoffe, das viskose Verhalten des Bitumens bestimmen. Weitere
Stoffe wie beispielsweise Polymere beeinflussen das Tieftemperaturverhalten von Bindemitteln zusätzlich [4].
Aufgrund der klimatischen Verhältnisse liegt eine aussagekräftige Prüfung für die Beurteilung der Tieftemperatureigenschaften sehr im Interesse der Schweiz. Die bisher übliche
Beurteilung der Tieftemperatureigenschaften von Bitumen und bitumenhaltigen Bindemitteln ist häufig unzutreffend und führt daher immer wieder zu kostspieligen Fehlentscheiden und Schäden. Die normierte Prüfung "Brechpunkt nach Fraass" weist eine schlechte
Reproduzierbarkeit auf, weshalb schon seit längerer Zeit nach einer Alternative gesucht
wird [53]. Das vor einigen Jahren als Ersatz vorgeschlagene Biegebalken-Rheometer
(BBR) hat die Erwartungen nur teilweise erfüllt, da es sich um eine Kriechprüfung handelt, die zu keiner Rissbildung führt und somit nicht die selben Eigenschaften testet [9].
Bei tiefen Temperaturen treten aber vor allem Risse als Schäden auf, weshalb diese
besser mit einer Bruchprüfung simuliert werden sollten. Mögliche Alternativmethoden sollen in diesem Forschungsprojekt gesucht werden.
1.2
Stand der Forschung
Die Bestimmung der Tieftemperatureigenschaften von Bitumen inklusive polymermodifizierten Bitumen (PmB) führt regelmässig zu hitzigen Diskussionen, denn die normierte
Prüfung "Brechpunkt nach Fraass", die seit vielen Jahren für die Bestimmung der Tieftemperatureigenschaften von Bitumen verwendet wird, weist gravierende Mängel auf [5].
Die Wiederholbarkeit innerhalb eines Labors ist genügend, die Reproduzierbarkeit zwischen verschiedenen Laboratorien jedoch ungenügend, insbesondere für PmB [6]. Dies
weist auf eine ungenügend definierte Prüfmethode hin, wodurch Abweichungen in der
Durchführung oder des Prüfmittels zu den grösseren Abweichungen führen. Modifikationen an der Prüfnorm haben bisher nicht zur gewünschten Verbesserung geführt, wurden
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jedoch auch nicht forciert, da keine entsprechenden Mittel für solche Arbeiten vorhanden
sind. Deshalb wird seit längerer Zeit auch nach einer alternativen Prüfung für die Beurteilung der Tieftemperatureigenschaften von bitumenhaltigen Bindemitteln gesucht [7].
Im amerikanischen Forschungsprojekt SHRP wurde die Prüfung "Biegesteifigkeit mit dem
Biegebalken-Rheometer" (BBR) entwickelt, die seit 2005 auch in Europa normiert ist [8,
9]. Das Prinzip der Prüfmethode ist jedoch vollkommen unterschiedlich. Während der
Brechpunkt nach Fraass eine Bruchprüfung darstellt, ist die Biegesteifigkeit eine typische
Kriechprüfung. Bei tiefen Temperaturen treten aber vor allem Risse als Schäden auf.
Deshalb erscheint es besser anstelle einer Kriech- eine Bruchprüfung zur Simulation der
Beanspruchung zu verwenden. Die Resultate der Biegesteifigkeit weisen wohl eine bessere Reproduzierbarkeit auf, die Korrelation mit Tieftemperaturschäden ist aber vor allem
bei PmB ungenügend und für wachsmodifizierte Bitumen noch nicht bekannt [6].
Alternative Prüfmethoden, die die Bindemitteleigenschaften im Asphalt bei tiefen Temperaturen besser simulieren können wurden von verschieden Forschungsgruppen vorgeschlagen. Aber die vorgestellten Testmethoden wie der Moryoshi breaking test [10], der
„Compact Tension test“ (CT) [11] oder der „Double Edge-Notched Tension test“ (DENT)
[12, 13] konnten sich bisher nicht durchsetzen, da sie entweder zu wenig selektiv waren
oder andere Anforderungen nicht erfüllten (Abb. 1).
Abb. 1 Moryoshi breaking test (links) und Double Edge-Notched Tension test (Gussform)
Da die Rissbildung auch von der Mikrostruktur des Bindemittels abhängen, können die linear-viskoelastischen Eigenschaften nicht in allen Fällen zwischen reinen und modifizierten Bitumen unterscheiden [44]. Deshalb ist es notwendig, die Prinzipien der Bruchmechanik anzuwenden, um das Phänomen der Rissbildung bei verschiedenen Bindemittelarten verstehen zu können [48]. Aus der Theorie der Bruchmechanik geht hervor, dass
vorhandene Risse das Spannungsfeld im Material stark verändert und dadurch lokale
Schwachstellen entstehen [14, 15, 16]. Die Bruchzähigkeit oder auch Risszähigkeit ist eine Eigenschaft, welche den Widerstand eines Materials mit einem Riss gegen
len Rissfortschritt beschreibt. Sie liefert ein Mass für den Versagenswiderstand von Materialien und ist unabhängig von der Prüfkörpergeometrie und –grösse. Die Bruchzähigkeit
wird deshalb für die Erstprüfung und Qualitätskontrolle bei Kunststoffen, Keramik und
Metallen schon seit längerem eingesetzt [17, 18]. Für bitumenhaltige Bindemittel ist diese
Methode relativ neu und kann nur bei tiefen Temperaturen angewendet werden [43, 45].
Zudem musste die Methode bezüglich Prüfkörperherstellung adaptiert werden[19]. Insbesondere zeigte sich, dass sich die Bruchzähigkeit nicht als charakteristische Grösse eignet, da sie nur im spröden Bereich möglich ist, da sonst anstelle eines Bruches eine plastische Verformung erhalten wird. Ausserdem ist die Berechnung nur gültig, wenn die Prüfung im linear elastischen Bereich durchgeführt wird, was für Bitumen bei tiefen Tempera-
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turen nicht immer der Fall ist. Der Temperaturbereich in der ein Bitumen spröde ist hängt
aber von seiner Viskosität ab. Deshalb wurde entschieden die Bruchzähigkeitstemperatur
kurz Bruchtemperatur T FTT (Fracture toughness temperature) als charakteristischen Wert
zu verwenden, der den Übergang zwischen duktilem und sprödem Verhalten beschreibt.
Nach Analysen von Prüfresultaten wurde dieser Übergang respektive die kritische Verformung bei 0.3 mm festgelegt [20]
Erste Versuche in Kanada zeigten eine schlechte Reproduzierbarkeit zwischen verschiedenen Laboratorien, die auf eine zu ungenaue Beschreibung der Prüfmethode zurückzuführen war [2, 3]. Vor einigen Jahren hat eine Task Group des CEN TC 336 sich der Methode angenommen und verschiedene Verbesserungen vorgeschlagen. In dieser Forschungsarbeit wurden deshalb einige dieser Vorschläge untersucht und zusätzlich einige
neue Ideen evaluiert. Insbesondere wurde die Aussagekraft auf im Labor gealterte Bindemittel erweitert. Einige der Resultate sind schon in die überarbeitete Version 2010 der
Technischen Spezifikation CEN/TS 15963:2010 eingeflossen [21].
In den letzten Jahren hat sich das DSR zusehends als wertvolles Prüfmittel für die Charakterisierung der rheologischen Eigenschaften von Bitumen und bitumenhaltigen Bindemitteln profiliert und verschiedene neue Prüfmethoden wurden mit diesem Gerät entwickelt [zsv1-4, bc16, msc1-2]. Einige davon, wie beispielsweise die Zero Shear Viscosity, wurden inzwischen schon als Technische Spezifikation ins europäische Normenwerk
eingegliedert [ZVV, EVT, MSC]. Mit der zunehmenden Zahl an möglichen Prüfmethoden
rechtfertigen sich auch die relativ hohen Anschaffungskosten des Prüfgerätes. Während
bisher vor allem Methoden für die Beschreibung der Bitumeneigenschaften bei mittleren
und hohen Temperaturen entwickelt wurden, lässt die neue Generation von DSRGeräten Prüfungen bis – 30° zu. Dies ist insbesondere für die Charakterisierung von
PmB interessant, die auch bei tiefen Temperaturen noch spezielle elastische Eigenschaften aufweisen.
Es ist bekannt und allgemein anerkannt, dass bitumenhaltige Bindemittel unter wiederholter Scherbeanspruchung im DSR ermüden und schliesslich versagen [22, 50-52]. Mit
dem Platte-Platte-System wurden nicht nur Ermüdungsversuche an Bitumen durchgeführt, sondern auch Messungen des komplexen Moduls bei Temperaturen unterhalb 0°C
[22-28]. Bei tiefen Temperaturen weist Bitumen eine hohe Steifigkeit auf, so dass unter
dynamischer Scherbelastung genügend Widerstand vorhanden ist, um viskose Verformungen zu verhindern, wodurch die aufgebaute Spannung nur durch die Bildung von
Mikrorissen abgebaut werden kann. Um ein vorzeitiges Versagen der Probe bei tiefen
Temperaturen zu verhindern, wurden für dynamisch-mechanische Analysen verschiedene Geometrien vorgeschlagen, wodurch der Temperaturbereich von Modulbestimmungen
auch auf tiefe Temperaturen ausgedehnt werden konnte[29, 30].
Basierend auf diesen Vorarbeiten wurde eine neue Prüfmethode entwickelt, um eine Alternative zum Brechpunkt nach Fraass vorzuschlagen. Die Prüfung Brechpunkt nach
Fraass ist in gewissem Sinne auch eine Ermüdungsprüfung (wiederholtes Biegen des bitumenbeschichteten Plättchens), deshalb könnte dies analog durch einen Ermüdungsversuch mit dem DSR ersetzt werden, indem eine Probe bei sinkenden Temperaturen
dynamisch belastet wird, bis ein Bruch auftritt. Deshalb wird dieser sogenannte CSCBruchversuch (englisch Cyclic Shear Cooling Failure Test, CSC-failure test) bei konstanter Dehnamplitude, Frequenz und Kühlrate durchgeführt. Bei einer charakteristischen
Temperatur versagt der Prüfkörper durch die wiederholte Scherbelastung. Eine Temperaturrampe ist notwendig, da ein Ermüdungsbruch nur im spröden Bereich erfolgt. Der
CSC-Bruchpunkt, das heisst die Temperatur bei welcher der Bruch stattfindet, könnte unter Umständen die Tieftemperatureigenschaften von Bitumen und PmB besser beschreiben. Verschiedene Parameter wie Frequenz, Verformungsamplitude und Temperaturgradient mussten aber ausgetestet und optimiert werden. Im direkten Vergleich zum Fracture Toughness Test sowie zur bisherigen Normprüfung „Brechpunkt nach Fraass“ werden so erste wertvolle Erfahrungen im direkten Vergleich mit gleichen Bindemitteln im
Anlieferungszustand und nach Alterung gesammelt.
12
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1.2.1
Forschungsziel
Das Forschungsprojekt hat zum Ziel zu prüfen, ob die bisher übliche, für moderne polymermodifizierte Bitumen (PmB) aber schlecht geeignete technologische Prüfung „Brechpunkt nach Fraass“, durch eine neue leistungsorientierte Prüfung ersetzt werden kann,
um eine zuverlässigere, aussagekräftigere und universellere Beurteilung der Tieftemperatureigenschaften von Bitumen und polymermodifizierten Bitumen zu ermöglichen. Zwei
Prüfverfahren wurden dazu ausgewählt, der Fracture Temperature Test, der noch optimiert werden kann, und eine vollständig neue Prüfung, der CSC-Brechpunkt. Dazu werden verschiedene in der Schweiz verwendeten bitumenhaltige Bindemittel getestet und
mit den Resultaten Brechpunkt nach Fraass verglichen. Obwohl keine direkte Korrelation
erwartet wird, macht dies doch Sinn um vorhandene Erfahrungswerte interpretieren zu
können. Insbesondere sollen auch Bindemittel nach einer Alterung mittels RTFOT- und
PAV geprüft werden, um zu sehen, ob die thermische Alterung mit diesen Prüfmethoden
beobachtet und zutreffend beurteilt werden kann [41, 42].
Im Rahmen dieses Projektes ist auch vorgesehen, am europäischen Ringversuch zur
FTT-Prüfung teilzunehmen. Ziel ist somit eine neue Prüfmethode für bitumenhaltige Bindemittel (PmB, nicht modifizierte und wachsmodifizierte Bitumen):
• mit erweiterter Anwendbarkeit
• welche massgebende grundlegende mechanisch-physikalische Kennwerte basierend
auf einer Bruchprüfung liefert
• und insbesondere eine höhere Vergleichspräzision aufweist.
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2
Methodik
2.1
Verwendete Bindemittel
Bei der Auswahl der Bindemittel sollte darauf geachtet werden, möglichst das ganze
Spektrum abzudecken. Deshalb wurden drei nicht modifizierte Bitumen von sehr hart bis
sehr weich gewählt sowie drei unterschiedliche PmB (Tab. 1). Ein klassisches PmB
50/70-53 vom Typ C im mittleren Penetrationsbereich sowie je ein hartes PmB 25/55-65
und ein weiches PmB 90/150-60 der Klasse E. Das harte PmB enthielt zudem noch
Wachs zur Viskositätsreduktion. Mit diesen sechs Bindemitteln konnte ein grosser Bereich der Bindemitteltypen abgedeckt werden. Im Forschungsantrag war ursprünglich die
Untersuchung von neun Bindemitteln geplant. Im Laufe der Forschung hat sich jedoch
herausgestellt, dass die Parameterstudie mehr Aufwand benötigte als vorgesehen war.
Deshalb wurde gemeinsam mit der Begleitkommission beschlossen, die Anzahl der Bindemittel auf sechs zu reduzieren, zu Gunsten einer breiteren Parameterstudie.
Tab. 1 Liste der verwendeten Bindemittel
Bezeichnung nach EN
Empa-Code
Bemerkung
Bitumen 10/20
F9
Bitumen 35/50
F1
Bitumen 160/220
F3
PmB 50/70-53 (CH-C)
F4
PmB 25/55-65 (CH-E)
F6
höher modifiziert mit Wachszusatz
PmB 90/150-60 (CH-E)
F15
höher modifiziert
hartes Strassenbaubitumen
weiches Strassenbaubitumen
2.2
Übersicht über die durchgeführten Prüfungen
2.2.1
Prüfprogramm
Das nachfolgende Prüfprogramm wurde mit der verantwortlichen Begleitkommission erstellt (Tab. 2).
Tab. 2 Prüfprogramm
Anzahl Bindemittel
Anlieferungszustand
nach Alterung imnach Alterung
RTFOT
im PAV
Brechpunkt nach Fraass [5]
6
6
6
Fracture Toughness Test [21
6
6
6
CSC-Bruchpunkt
6
6
6
Penetration [46]
6
Erweichungspunkt ERK [47]
6
RTFOT-Alterung [41]
6
PAV-Alterung [42]
6
europäischer
Ringversuch
3
Ursprünglich waren 9 verschiedene Bindemittel für das Prüfprogramm vorgesehen, es
wurde jedoch festgestellt, dass es notwendig ist einen Teil der Ressourcen in die Parameteroptimierung des Fracture Toughness Tests zu investieren. Deshalb wurde die Anzahl der zu prüfenden Bindemittel von 9 auf 6 reduziert.
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Die BK hat vorgeschlagen die folgenden Parameter genauer zu analysieren:
•
•
•
•
•
•
•
•
Giesstemperatur
Zeitdauer im Kühlbad bei der Prüftemperatur
Abkühldauer nach dem Giessen
Zeit zwischen giessen und prüfen
Ausform-Technik
Überfüllhöhe
Trennmaterial für die Kerbe (Teflon oder Stahl)
Kühlflüssigkeit (Ethanol oder Glykol-Wasser)
Die Resultate dieser Parameterstudie werden in Kapitel 3.3.1 diskutiert.
2.2.2
Europäischer Ringversuch
Bei diesem europäischen Ringversuch haben insgesamt 7 Prüfinstitute aus 5 Ländern
teilgenommen [20]. Die geringe Zahl begründet sich auf der nicht normierten Prüfeinrichtung, die nicht kommerziell erhältlich ist und von jedem Prüfinstitut selbst entwickelt wurde. Dementsprechend unterschiedlich sind auch die Ausführungen, die sich hauptsächlich in der Grösse der Kraftzelle und der Kühlung unterschieden. Neben luftgekühlten
Prüfkammern wurden Kühlbäder mit verschiedenen Kühlmitteln verwendet (Methanol,
Äthanol, Äthylenglykol, Kaliumacetatlösung). Der Einfluss dieser Unterschiede konnte
nicht erfasst werden.
Drei unterschiedliche Bindemittel, darunter ein PmB, wurden verwendet, die durch Nynas
(Schweden) zur Verfügung gestellt wurden (Tab. 3). Die PmB wurden bei Nynas hergestellt mit dem Bitumen 70/100 (PB2) als Basis und linearem SBS als Polymer. PmB-3
wurde nicht von allen Teilnehmern untersucht, auch von der Empa nicht.
Tab. 3 Liste der Bindemittel des Ringversuches mit ihren Eigenschaften
Bezeichnung
PB1
Beschreibung
Bitumen 50/70
Penetration
[0.1 mm]
PB2
PMB-5
Bitumen 70/100
Bitumen 70/100
mit 5% lin. SBS
56
85
54
ERK
[°C]
49.2
45.4
89.0
Fraass Br.pt.
[°C]
-15
-17
-16
BBR, LST*
[°C]
-15.8
-19.3
-22.2
-22.0
-19.5
BBR, LmT**
[°C]
-19.7
* Temperatur bei der die Steifigkeit S 300 MPa beträgt
** Temperatur bei der ein Wert von m = 0.3 erhalten wird
November 2014
15
2.3
Brechpunkt nach Fraass
Die Bestimmung des Brechpunktes nach Fraass wurde gemäss EN 12593:2007 [5] mit
einem manuellen Prüfgerät durchgeführt. Die Abkühlung erfolgte durch die Zugabe von
Trockeneis mit einer vorgegebenen Kühlrate von 1°C/min. Die Starttemperatur für die
Kühlung ist vom Bindemittel respektive vom zu erwartenden Brechpunkt abhängig. Das
Prüfblech mit der zu prüfenden Bitumenschicht wurde einmal pro Minute mit vorgegebener Geschwindigkeit mit einer Handkurbel gebeugt (Abb. 2, Abb. 3). Die Erfassung des
Risses erfolgte visuell/akustisch. Die Auswertung der zwei bis vier Einzelresultate gemäss dem in der Norm beschriebenen Verfahren durchgeführt.
Abb. 2 Biegung des beschichteten
Prüfblechs
2.4
Abb. 3 Schematische Darstellung der Biegevorrichtung
Fracture Toughness Test
Die Normierung von Prüfmethoden für die Charakterisierung der Tieftemperatureigenschaften wird in der Arbeitsgruppe CEN TC 226 WG1 TG2 der europäischen Normierungsorganisation CEN bearbeitet. Hier werden auch neue Forschungsresultate aus der
ganzen Welt diskutiert und Vorschläge für neue verbesserte Prüfmethoden erarbeitet.
Basierend auf Forschungsarbeiten in Kanada [3] wurde deshalb die Prüfung „Fracture
Toughness Test“ näher geprüft und weiterentwickelt, so dass sie im Jahr 2010 als Technische Spezifikation [21] publiziert werden konnte. Diese Prüfung wurde ursprünglich für
Metalle und Kunststoffe entwickelt (Static Fracture Toughness Test SFTT) und nun für Bitumen adaptiert.
2.4.1
Prüfeinrichtung
Als Prüfmaschine diente eine modifizierte alte Spindelmaschine (Instron 1122, GB) (Abb.
4). Die ursprüngliche Steuerung diente allein zur Einhaltung der konstanten Geschwindigkeit von 0.01 mm/s, während für die Datenerfassung ein Spider 8 System mit Catman® software (HBM, D) eingesetzt wurde. Die Kraftmessung erfolgte mit einer 0.5 kN
Kraftmessdose (MTS, Schweiz), die Bestimmung der Verformung mit einem induktiven
Wegaufnehmer (HBM, D). Die erhaltenen Rohdaten wurden in einer EXCEL-Datei ausgewertet und graphisch dargestellt.
16
November 2014
1493
Abb. 4 Prüfmaschine (rechts) mit altem Steuerschrank und neuer Messsoftware (Labtop)
Abb. 5 Spindelmaschine mit Kühlbad
Abb. 6 Prüfkörper im Kühlbad während
der Prüfung
Das Kühlbad wurde aus 2 cm dicken Polypropylenplatten zusammengefügt und abgedichtet (Abb. 5). Als Kühlmittel wurde 99%-iger Alkohol verwendet (Äthanol) verwendet
(Abb. 6). Dieser ist wegen der Brandgefahr nicht in allen Ländern erlaubt. Alternativ ist
die Prüfung in einer gekühlten Luftkammer oder in einer wässrigen Natriumacetat-Lösung
möglich. Diese Lösung ist aber hochkorrosiv und alle Teile der Prüfeinrichtung müssen
aus rostfreiem Stahl oder Kunststoff bestehen.
November 2014
17
2.4.2
Prüfmethode
Die Prüfung Fracture Toughness Test (FTT), in Deutsch Bestimmung der Bruchwiderstandstemperatur, wurde ursprünglich für Kunstoffmaterialien entwickelt und vor einigen
Jahren [31] für Bitumen und Polymerbitumen angepasst. Inzwischen wurde sie als Technische Spezifikation TS 15963 ins europäische Normenwerk integriert [21].
Abb. 7 Prinzip der Prüfung
Das Prinzip ist einfach: Ein gekerbter balkenförmiger Prüfkörper wird mit einer konstanten
Geschwindigkeit von 0.01 mm/s mit einer maximalen Abweichung von ±10% belastet bis
er bricht (Abb. 7). Während der Prüfung werden Verformung D und Kraft F aufgezeichnet.
Die Verformung bei maximaler Kraft wird aus der Differenz zwischen Weg bei maximaler
Kraft und dem Schnittpunkt der Tangente an die Kraft-Weg-Kurve, mit der x-Achse bestimmt (Abb. 8).
Abb. 8 Bestimmung der Verformung bei maximaler Kraft im Kraft-Weg-Diagramm
Es werden jeweils mindestens drei Prüfkörper bei mindestens zwei (in der Regel drei)
18
November 2014
1493
verschiedenen Temperaturen geprüft, die so gewählt werden, dass der Bruch bei einer
Verformung zwischen 0.1 und 1 mm auftritt. Ausserdem müssen die Prüftemperaturen so
gewählt werden, dass mindestens eine Verformung kleiner und eine andere grösser als
0.3 mm resultiert [48]. Es werden Temperaturschritte von maximal 5°C empfohlen. Aus
den mindestens drei Einzelwerten einer Prüftemperatur wird der Mittelwert der Verformung berechnet und in Millimeter (mm) auf zwei Stellen angegeben. Die Mittelwerte werden in einem Verformungs-Temperatur-Diagramm aufgezeichnet und durch eine exponentielle Näherungskurve kann die massgebende Bruchwiderstandstemperatur, kurz
Bruchtemperatur T FTT berechnet werden, die definiert ist als Bruchtemperatur bei einer
Verformung von 0.3 mm (Abb. 9). Sie wird in Grad Celsius und auf die nächste ganze
Zahl gerundet angegeben. Bei nur zwei Prüftemperaturen wird eine lineare Interpolation
durchgeführt, vorausgesetzt die Differenz der beiden Prüftemperaturen ist kleiner als 5°C.
Es können auch noch weitere Eigenschaften aus der Kraft-Verformungskurve abgeleitet
werden wie beispielsweise die Anfangssteifigkeit (= Steigung der Tangente) oder die erforderliche Arbeit (Fläche unter der Kurve bis zur Maximalkraft).
Abb. 9 Bestimmung der Bruchtemperatur T FTT
Die Prüfkörperherstellung ist etwas aufwändig, insbesondere die korrekte Herstellung der
Kerbe als Initiator für die Bruchbildung. Dazu werden spezielle Metallformen (IFFSTAR,
Frankreich) aus Aluminium verwendet, welche die gleichzeitige Herstellung von 10 Prüfkörpern erlauben (Abb. 10). Boden und Seiten der Aluminiumform werden mit Plastikfolien (Folien für Hellraumprojektoren) ausgekleidet. Damit diese ohne Zwischenraum satt
am Aluminium haften, wird die eine Seite mit einer dünnen Schicht Silikonöl besprüht.
Liegt die Trennfolie nicht dicht an, wird die Breite des Prüfkörpers reduziert, was zu einem geringeren Bruchwiderstand führt. Die einzigen Metallteile, die mit dem Bitumen in
Kontakt kommen, sind die Enden der metallenen Prüfkörperenden. Diese müssen für eine gute Haftung aufgeraut sein (sandgestrahlt), da sonst die Gefahr eines Adhäsionsbruches an der Übergangsstelle besteht. Etwas schwierig ist das Einspannen des dünnen,
doppelten Teflonfolie für die Bildung der Kerbe. Vorgängig werden die beiden Folien mit
einem Silikonfett (Molikote® Multilub, Dow Corning, USA) zusammengeklebt, damit kein
Bitumen dazwischen laufen kann. Da dieser Film sehr flexibel ist, besteht die Möglichkeit,
dass der Film sich verschiebt oder sich krümmt, was zu einer nicht korrekten Kerbe führt,
wodurch der Bruch massgeblich beeinflusst wird. Aus diesem Grund wurde im Rahmen
des Forschungsprojektes eine Alternative zum Teflonfolie gesucht (siehe 3.3.1). Dabei
November 2014
19
hat sich gezeigt, dass sich Silikonpapier (Hexis, Germany) als Kerbmaterial besser eignet, weshalb nun in der neuen Version 2014 der Technischen Spezifikation TS 16593 die
Teflonfolie durch Silikonpapier ersetzt worden ist. Ausser den Vorversuchen und dem
Ringversuch wurden alle Prüfungen mit Silikonpapier durchgeführt.
Beim Giessen des heissen Bitumens in die vorgewärmte Giessform wird diese wie bei
anderen Prüfungen leicht überfüllt. Dies ist nicht kritisch, da der effektive Querschnitt,
respektive Höhe durch die Distanz zwischen Kerbe und Bodenplatte bestimmt wird. Die
darauffolgende Abkühlphase ist gemäss TS 16593 24 ±1 h, was aber für den Prüfablauf
nicht optimal ist. Damit es möglich war, eine Form mit 10 Prüfkörpern pro Tag herzustellen und zu prüfen, wurde die Abkühlphase auf 19 ± 1h verkürzt. Es ist möglich dass dies
zu leicht unterschiedlichen Resultaten führen kann, da bei der Abkühlung eine Art Aggregation der verschiedenen Bitumenkompontenen stattfindet, entfernt vergleichbar mit einer
Kristallisation. Dadurch verändern sich die rheologischen Eigenschaften in der Abkühlphase exponentiell, wie dies aus Penetrationsmessungen bekannt ist. Da für diese Forschungsarbeit jedoch immer die gleichen Abkühlzeiten verwendet wurden, sind die Bedingungen für alle Proben gleich. Wichtig ist jedoch, dass die Proben beim Abkühlen mit
einer Plastikbox abgedeckt werden, damit sie nicht durch Zugluft lokal schneller abkühlen. Dies kann zu inneren Spannungen und Fehlstellen führen, was zu höheren Bruchtemperaturen führt. Durch die massive Giessform aus Aluminium ist ein guter Wärmefluss
gewährleistet, was zu einer gleichmässigen Abkühlung des Bitumens führt.
Abb. 10 Prüfformen für die Herstellung von 10 FTT-Prüfkörper; der dünne doppelte Teflonfilm ist im vergrösserten Ausschnitt sichtbar
Der nächste kritische Arbeitsgang ist das Ausformen der Prüfkörper, da sie dabei leicht
beschädigt oder deformiert werden können. Dazu wird die ganze Giessform für 10 bis 20
min in das Tiefkühlfach eines Kühlschrankes bei -15°C abgekühlt. Die technische Spezifikation empfiehlt eine Temperatur von -20°C während 10 Minuten. Diese hängt jedoch
von der Viskosität des Bindemittels ab. Weiche Bindemittel mit Penetrationswerten über
100 [0.1 mm] müssen 20 min und mehr abgekühlt werden, damit sie sich beim Ausformen nicht deformieren. Wird zu lange gekühlt, wird das Bindemittel brüchig und der Prüfkörper kann dadurch zerbrechen. Die Plastikfolien kleben am Metall und müssen durch
eine Drehbewegung gelöst vorsichtig gelöst werden. Dabei wird der Prüfkörper zusätzlich
durch eine schmale Metallunterlage (z. B. ein Seitenteil) gestützt. Es ist auch möglich
diesen Vorgang durch einen leichten Schlag mit einem Kunststoffhammer auszulösen,
die Gefahr des vorzeiten Bruches des Prüfkörpers ist dabei aber grösser. Anschliessend
lassen sich die Plastikfolien leicht ablösen, sofern das Bitumen kalt genug ist. Es ist deshalb wichtig, dass die Ausformung speditiv durchgeführt wird, da sich sonst die Prüfkör-
20
November 2014
1493
per aufwärmen und deformiert werden können.
Zu Diskussionen führt immer wieder die Verweilzeit im Kühlbad bei der Testtemperatur,
da eine Veränderung der Brucheigenschaften durch physical hardening befürchtet wird,
wie dies bei der Prüfung mit dem Bending Beam Rheometer beobachtet wurde [9]. Deshalb wurden zusätzliche Abklärungen zum Einfluss der Temperatur und des zeitlichen
Verlaufes auf die Eigenschaften der Prüfkörper durchgeführt (vgl. Kapitel 3.3.1).
Vor der Prüfung wurden die Prüfkörper mindestens eine Stunde bei Prüftemperatur im
Alkoholbad der Prüfmaschine äquilibriert. Unmittelbar vor der Prüfung wurde der Prüfkörper auf die Auflager gesetzt und zentriert. Darauf wurde Datenerfassung und die Prüfmaschine gestartet. Die Prüfung dauert etwa drei Minuten, so dass die Prüfung inklusive
Äquilibrierung bei drei Temperaturen rund 3.5 h benötigt.
2.5
DSR-Bruchtemperatur
2.5.1
Prinzip der CSC-Bruchprüfung
Das Prinzip der CSC-Bruchprüfung ist einfach und beruht auf einer modifizierten Ermüdungsprüfung mit einem überlagerten Temperaturgradienten (Abb. 11) [55]. Eine Bitumenprobe wird mit dem Dynamischen Scherrheometer (DSR) mit einer sinusförmigen
Oszillationsbewegung mit konstanter Frequenz und Dehnamplitude belastet, während
gleichzeitig die Temperatur kontinuierlich gesenkt wird.
Abb. 11 Prinzip der CSC-Versuches im Vergleich mit einer klassischen Ermüdungsprüfung
Das Bitumen befindet sich am Anfang der Prüfung in einem duktilen Zustand und geht
langsam in einen spröden Zustand über, je mehr das Bindemittel abgekühlt wird. Der
Bruch erfolgt immer im spröden Zustand, wobei darauf zu achten ist, dass das Bindemittel in der duktilen Phase nicht schon zu stark belastet und geschädigt wird. In der Ermüdungsprüfung wird die Anzahlt Zyklen bis zum Ermüdungskriterium als Resultat erhalten,
während beim CSC-Bruchversuch die Temperatur gesucht wird, bei der das Bindemittel
bricht respektive versagt. Abb. 12 zeigt ein typisches Diagramm des CSCBruchversuches. Der DSR misst während des Versuches das Drehmoment und den
Phasenwinkel, woraus weitere Grössen wie Betrag des komplexen Schermoduls |G*|,
Speichermodul G‘=G*·cos(δ) (elastischer Anteil), Verlustmodul G‘‘=G*·sin(δ) (viskoser
Anteil) und andere abgeleitet werden.
November 2014
21
Abb. 12 Typisches Diagramm einer CSC-Bruchprüfung mit verschiedenen physikalischen
Messgrössen
2.5.2
Versagenskriterium
Bei der CSC-Prüfung wird das Bindemittel unter stetiger Oszillation mit einer definierten
konstanten Amplitude abgekühlt. Die Anfangsphase ist gekennzeichnet durch einen kontinuierlichen Anstieg der Steifigkeit in Form des komplexen Moduls, der am Anfang exponentiell verläuft ohne dass er zu Schädigung des Bindemittels führt. Die Kurve verläuft
hier identisch wie bei einer Modulmessung bei kleiner Amplitude. Ab einer bestimmten
Temperatur T Ini , respektive einem kritischen Modul, können die aufgebrachten Verformungen nicht mehr aufgefangen werden und kleinere Schäden in Form von Mikrorissen
treten in der Probe auf (Abb. 13). In dieser zweiten Phase verläuft die Kurve nicht mehr
deckungsgleich mit der Modulmessung, sondern beginnt abzuflachen. Der Beginn der
Abweichung der Ermüdungs- von der Modulkurve kann als Initiation der ersten mikroskopischen Schädigungen angesehen werden, die jedoch nicht sichtbar sind.
22
November 2014
1493
Abb. 13 CSC-Kurve mit charakteristischen Punkten
In der folgenden Phase startet die Mikrorissbildung und die Rissfortsetzung, die mit sinkender Temperatur und steigenden Zyklen ansteigen bis ein Maximum erreicht wird
(G* max ). Danach fällt der Steifigkeitsmodul wieder allmählich ab. Dieses aufgetretene Maximum ist ein mögliches Versagenskriterium, das einfach zu bestimmen ist. In diesem
Punkt sind die angehäuften „Mikroschäden“ verursacht durch eine Kombination von
thermischen Effekten und dynamischen Scherkräften, vermutlich so gross, dass das Material nicht mehr zusammenhält und beginnt zu zerbröseln. Je nachdem wie spröd das
Bindemittel schon ist (hohes Modul), kann das vollständige Versagen plötzlich auftreten
(F6) oder langsam wie beim Bindemittel F4 (Abb. 14).
Abb. 14 Unterschiedliches Versagen von Bindemitteln
Das Versagenskriterium kann nicht anhand von visuellen Beobachtungen an der Probe
durchgeführt werden, da die schwarze Farbe des Bitumens und die beiden Metallplatten
November 2014
23
des DSR dies verhindern. Das Versagenskriterium muss deshalb anhand der rheologischen Daten des Experimentes abgeleitet werden. Bei einem CSC-Bruchversuch werden
Drehmoment und Phasenwinkel in Abhängigkeit von Temperatur und Zeit gemessen und
daraus unter anderem Speichermodul und Verlustmodul abgeleitet, die die Tieftemperatureigenschaften des Bindemittels charakterisieren. In einer kürzlich publizierten Arbeit
über die Ermüdungsprüfungen von Bindemitteln mit dem DSR wird die Rissbildung und fortsetzung in zwei Phasen aufgeteilt [32, 33]. Die Rissbildung beginnt gemäss dieser
Theorie am äusseren Rand der Probe, da dort die Spannungen am grössten sind. Anfänglich ist das Risswachstum langsam, nimmt aber mit zunehmender Rissausbreitung
radial Richtung Zentrum der Probe proportional zu. Bei einer Bestimmten Risslänge
nimmt die Geschwindigkeit des Risswachstums wieder ab, was mit dem Versagen der
Probe beschrieben wird. Daraus ergibt sich das typische strahlenförmige Schadensbild
einer Probe nach vollständiger Schädigung. Dies konnte auch beim CSC-Bruchversuch
beobachtet werden, wo beim vollständigen Versagen der Probe bei einer Temperatur
(T Total ) ein strahlenförmiges Muster erhalten wird. Wird die Prüfung vorzeitig abgebrochen
(T % ) ist die Rissbildung noch nicht bis ins Zentrum fortgeschritten, was der ebenen Fläche sichtbar ist (Abb. 15a). Daraus lässt sich schliessen, dass bei der Temperatur T Gmax
die Schäden kaum visuell sichtbar sind und erst aus Mikroschädigungen bestehen, woraus sich aber dann schnell aussen die ersten Makrorisse bilden. Dies ist deshalb auch
nicht fotografiert werden, da sich noch keine Bruchfläche gebildet hat.
Ist die Viskosität des Bindemittels zu niedrig erfolgt die Schädigung durch plastische Verformung. Dies ist der Fall wenn das Bindemittel beim Beginn der CSC-Prüfung zu weich
ist, wie dies beim weichsten Bindemittel F3 der Fall war. Dies ist in Abb. 15c daran erkennbar, dass die Risse nicht ganz aussen am Rand beginnen. Der Rand wurde zuerst
durch plastisches Fliessen verformt wurde und erst später bei tieferen Temperaturen
setzte die Rissbildung ein. Dadurch wurde die Ermüdung durch einen zweite Schadensmechanismus überlagert, der unerwünscht ist. Dies bedeutet, dass darauf geachtet werden muss, dass die Starttemperatur der Viskosität des Bindemittels angepasst werden
sollte, damit anfängliche plastische Verformungen vermieden werden können.
Abb. 15 Typische strahlenförmige Schadensbilder der CSC-Prüfung
Da es sich bei dieser Prüfung nicht um eine reine Ermüdungsprüfung handelt, können die
allgemein verwendeten Versagenskriterien, in der Regel ist dies der Abfall des Moduls
auf 50% des Anfangswertes, nicht angewendet werden. Die Aufteilung in einen Abkühlungs- und Ermüdungsanteil ist nur annähernd möglich, da die Veränderung des Moduls
mit der Temperatur nicht einer einfachen Funktion folgt. Bei höheren Temperaturen, wo
der viskose Anteil überwiegt, verändert sich der Schermodul annähernd exponentiell mit
der Temperatur. Dies ist bei tieferen Temperaturen nicht mehr der Fall, da sich hier zusätzliche Einflüsse auf die Grösse des Moduls bemerkbar machen, wie die Reorganisation der Bitumenmoleküle bis zur Bildung von Mikrokristallen, die Energie benötigen und
dadurch den Modul erhöhen.
Das Versagen kann ebenfalls in der Änderung des Phasenwinkels beobachtet werden.
Durch die Abkühlung sinkt der Phasenwinkel von etwa 60° (viskoelastischer Bereich) bis
auf 30° (elastischer Bereich). Am Anfang nimmt der Phasenwinkel kontinuierlich ab oder
24
November 2014
1493
bleibt konstant bis zu einer Temperatur T δ , wo er plötzlich steiler abfällt. Dieser Übergang
ist allerdings nicht so deutlich sichtbar und deshalb weniger geeignet für die Bestimmung
des Versagenskriteriums.
Abb. 16 CSC-Kurve mit möglichen Versagenskriterien
Aus Abb. 16 können weitere Informationen herausgelesen werden. Bei höheren Temperaturen ist der viskose Anteil grösser als der elastische, was bei einer Temperatur T G´=G
umkehrt. Bei dieser Temperatur sind Verlust- und der Speichermodul gleich gross und
der Phasenwinkel beträgt 45°. Die Temperatur T G´´max , wo der Verlustmodul das Maximum erreicht, wird oft mit der Glasübergangstemperatur in Verbindung gebracht, wo das
Bindemittel vom duktilen in den spröden Zustand übergeht [34, 35]. Dieser Übergang ist
aber bei Bitumen ebenfalls nicht gut definiert und verläuft nicht abrupt. Alle diese charakteristischen Temperaturen, die als Versagenskriterium in Betracht kommen, liegen relativ
eng beieinander, so dass es keinen grossen Unterschied macht, welche nun als CSCBruchpunkttemperatur definiert wird. Aus praktischer Sicht hat sich gezeigt, dass T G*max
das ausgeprägteste Maximum zeigt und sich deshalb gut zur Bestimmung des Versagenskriteriums eignet.
In dieser Studie wird deshalb das Maximum des komplexen Schermoduls als Versagenskriterium gewählt und die Temperatur T G*max bei diesem Maximum als CSCBruchpunkt bezeichnet. Durch die Überlagerung der Ermüdung mit einer Temperaturrampe kann die sonst übliche Versagenskriterium von 50% des Anfangsmoduls nicht bestimmt werden, da der komplexe Schermodul durch die Abkühlung zu Beginn kontinuierlich ansteigt. Diese Überlagerung müsste mathematisch entkoppelt werden, wofür weitere Experimente für die Bestimmung des Moduls in Abhängigkeit der Temperatur notwendig wäre. Da jedoch für die Ermüdungsversuche die Amplitude höher ist und sich ausserhalb des linear visko-elastischen Bereichs befindet, sind die gemessenen Module
nicht direkt übertragbar.
November 2014
25
3
Diskussion und Resultate
3.1
Zusammenfassung der Prüfresultate
In Tab. 4 sind alle Resultate des Hautversuches dargestellt.
Tab. 4 Übersicht über alle Prüfresultate (ohne Ringversuch)
Bitumen
10/20
Bitumen
35/50
Bitumen
160/220
PmB
25/55-65
PmB
50/70-53
PmB
90/150-60
Anlieferung
F9-A
F1-A
F3-A
F6-A
F4-A
F15-A
Penetration [0.1 mm]
16
42
178
48
48
119
ERK
[°C]
62.6
57.2
40.6
92.5
59
73.6
T Frs
[°C]
-7
-7
-18
-10
-18
-21
T FTT
[°C]
2.4
-6.7
-14.5
-16.8
-7.2
-24.5
[°C]
15.4
2.5
-0.5
0.2
-6.7
-13.7*
F9-R
F1-R
F3-R
F6-R
F4-R
F15-R
T CSC
gealtert RTFOT
ERK
[°C]
67.8
65.4
48.6
91.5
64.4
63.8
T Frs
[°C]
-5
-11
-16
-15
-15
-18
T FTT
[°C]
6.9
-3.5
-13.4
-9.4
-5.6
-17.8
T CSC
[°C]
13.9
3.9
1.9
-0.7
-3.1
-10.0
F9-P
F1-P
F3-P
F6-P
F4-P
F15-P
gealtert PAV
ERK
[°C]
75.8
75.4
57.2
93
73.6
67
T Frs
[°C]
-6
-10
-14
-12
-13
-20
T FTT
[°C]
10.1
3.8
-7.4
-3.8
-1.2
-12.8
[°C]
-
1.5
-5.0
4.6
2.1
-8.0
T CSC
*extrapolierter Wert, T Frs = Brechpunkt nach Fraass, T FTT = FTT-Bruchpunkt, T CSC = CSC-Bruchpunkt
3.2
Die durch die Alterung verursachte Verhärtung des Bindemittels ist mittels Brechpunkt
nach Fraass nur tendenziell ersichtlich, da die Unterschiede oft im Bereich der Messunsicherheit der EN 12593 [5] von ±3°C liegen, insbesondere bei den harten nicht modifizierten Bitumen (Abb. 17). Beim Bitumen F1 ist der Unterschied im Brechpunkt zwischen Anlieferungszustand und nach Alterung im RTFOT und PAV nur gerade 1°C.
26
November 2014
1493
Abb. 17 Vergleich der Resultate Brechpunkt nach Fraass vor und nach der Alterung
3.3
Fracture Toughness Test (FTT)
3.3.1
Parameteroptimierung
Giesstemperatur
Die Aufwärmtemperatur des Bindemittels, respektive die Giesstemperatur bestimmt die
Viskosität des Bindemittels beim Einfüllen in die Probeformen. Ist die Viskosität des Bindemittels zu tief, werden nicht alle Ecken und Kanten vergossen, ist die Viskosität zu tief,
ist es möglich, dass das Bindemittel durch Ritzen und kleine Spalten fliessen kann. Eine
Studie mit dem Bitumen F1 zeigte, dass diese Temperatur nicht so kritisch ist und innerhalb der Messunsicherheit identische Resultate ergab (Abb. 18).
Abb. 18 Einfluss der Giesstemperatur und der Ausformmethode
November 2014
27
Abkühlzeit (Giessen bis Raumtemperatur)
Nachdem die Prüfkörper gegossen sind, lässt man sie gemäss Standardprozedur staubgeschützt unter einem umgestülpten Kunststoffbehälter auf Raumtemperatur abkühlen.
Der Kunststoffbehälter schützt deshalb die Prüfkörper vor kalter Zugluft. Eine schnelle
Abkühlung muss vermieden werden, damit durch die Volumenkontraktion keine hohen
Spannungen innerhalb des Prüfkörpers entstehen können, die die Bruchkraft beeinflussen könnte. Um den Einfluss der Abkühlzeit zu untersuchen wurde in einem Experiment
die Abkühlzeit stark erhöht, indem die abgefüllte Form im ausgeschalteten, warmen Trockenschrank, der für die Erwärmung des Bindemittels verwendet wurde, über Nacht abkühlen liess. Dies führte aber dazu, dass das Bindemittel unter die Seitenteile und Spacer
fliessen konnte und dadurch das Ausformen stark erschwerte.
Äquilibrierzeit (Giessen bis Testen)
Von der Prüfung „Bestimmung der Nadelpenetration“ ist bekannt, dass die Zeit zwischen
dem Giessen des Prüfkörpers und dem Bestimmen der Nadelpenetration einen grossen
Einfluss auf das Resultat hat. Beim Abkühlen brauchen die Moleküle im Bitumen (vor allem die Asphaltene) Zeit um sich neu zu orientieren und strukturieren, was mit dem Begriff „Sterische Verhärtung“ umschrieben wird [54]. Dadurch nimmt der Penetrationswert
mit der Zeit ab, bis er nach 24 h nur noch langsam abfällt. Dies könnte auch beim FTT
einen Einfluss auf das Resultat haben, wobei in der Regel die Prüfung erst nach 16-24 h
durchgeführt wird. Für das Bitumen 35/50 konnte jedoch kein Einfluss festgestellt werden, ob die Prüfung 18 oder 67 h nach dem Abfüllen durchgeführt wurde (Abb. 19).
Abb. 19 Einfluss der Aquilibrierzeit
Einfluss von Temperatur und Zeit der Aquilibrierung vor der Prüfung
Gemäss TS 15963 [21] wird die Form mit den Prüfkörpern kurz vor der Prüfung in einem
Kühlbad oder einer Kühlkammer abgekühlt, um das Ausformen ohne Verformung zu ermöglichen. Es wird eine Abkühlung bei -20°C während 10 min vorgeschlagen. Die Zeitdauer oder Temperatur ist aber auch abhängig von der Viskosität des Bindemittels. Wenn
die Temperatur zu hoch ist besteht die Gefahr, dass die Prüfkörper verbogen werden. Eine Abkühldauer von 10 für harte Bitumen und bis zu 30 min für weiche Bitumen bei -15°
im Gefrierfach des Kühlschranks haben sich bewährt.
28
November 2014
1493
Danach werden die Prüfkörper auf die verschiedenen Prüftemperaturen abgekühlt. Dabei
stellt sich die Frage, ob dies im gleichen Kühlbad möglich wie die Prüfung möglich ist,
was dazu führt, dass sich die Prüfkörper unterschiedliche Zeit im Kühlbad befinden. Bei
der BBR-Prüfung ist bekannt, dass längere Lagerzeiten bei tiefen Temperaturen zu einer
Verhärtung durch sogenanntes „Physical hardening“ führen kann. Andererseits kann ein
thermischer Schock durch eine plötzliche starke Abkühlung zu Spannungen und Mikroschädigung im Bindemittel führen, die das Resultat beeinflussen können. Deshalb
könnte eine stufenweise Abkühlung trotzt längerer Verweilzeit besser sein.
Um das Abkühlverhalten zu untersuchen, wurden Versuche mit dem PmB F6 durchgeführt und bei -18°C geprüft. Jeweils 3-4 Prüfkörper wurden unterschiedlichen Kühlprozeduren unterworfen:
Szenario 1: Progressive Abkühlung: 1h bei -12°C, 1h bei -15°C, 1h bei -18°C.
Szenario 2: Schockkühlung: 1 h bei -18°C
Szenario 3: lange Schockkühlung: 4 h bei -18°C
Die Abb. 20 zeigt, dass für das untersuchte PmB kein signifikanter Einfluss der Abkühlvariante auf die Resultate beobachtet werden kann. Die stufenweise Abkühlung oder die
„Schockkühlung“ zeigen keinen nennenswerten Einfluss auf das Bruchverhalten. Bei der
Schockkühlung von einer Stunde sind die Werte leicht erhöht, was darauf hinweist, dass
die Zeitdauer von 60 Minuten zu kurz ist. Die Werte liegen jedoch innerhalb der Messunsicherheit und somit relativ klein. Weitere Studien an anderen Bindemitteln wären sinnvoll, da nicht alle Bindemittel die selbe Temperaturempfindlichkeit aufweisen.
Abb. 20 Einfluss des der Abkühlprozedur auf die Verformung bei maximaler Kraft
Ausformtechnik
Nach dem Abkühlen der gegossenen Prüfkörper müssen diese von der Form befreit werden um getestet werden zu können. Bei Raumtemperatur sind die meisten Bitumen zu
weich und verformen sich bei Ausformprozedur. Deshalb müssen sie je nach Bindemittelhärte kürzer oder länger abgekühlt werden. Die Overheadfolien wurden mit Hilfe einer
dünnen Schicht Silikonfett an die Spacer aus Metall geklebt, um zu verhindern, dass sich
November 2014
29
die Folien während dem Giessen ablösen können. Eine lokale Ablösung der Folie führt zu
einer reduzierten Dicke des Prüfkörpers und zu einer geringeren Bruchfestigkeit (Abb
22).
Abb. 21 Gefüllte Giessform zusammengesetzt aus verschiedenen Einzelteilen
Abb. 22 Gut anliegende (mit Fett) und abgelöste Trennfolie(ohne Fett)
Abb. 23 Trennfolien mit Aussparung für
Teflonfolie, die für die Kerbe benötigt
wird
Die Trennfolie, die verhindert, dass der Prüfkörper an die Spacer klebt, hat in der Mitte
eine Aussparung für die Teflonfolie resp. Silikonpapier, welche für die benötigte Kerbe
verantwortlich ist (Abb. 23). Bei dieser Aussparung klebt Bitumen auf einer kleinen Fläche am Spacer. Dies kann nicht verhindert werden, auch wenn die Aussparung möglichst
schmal gehalten wird. Auserdem wird auch etwas Kraft benötigt, um die mit dem dünnen
Fettfilm befestigte Trennfolie bei tiefen Temperaturen zu lösen. Dazu wurden zwei unterschiedliche Methoden ausprobiert: die Hammer- und die Twistmethode (Abb. 24).
30
November 2014
1493
Methode 1: Hammermethode
Methode 2: Twistmethode
Abb. 24 Zwei Methoden um die Proben auszuformen
Bei der Hammermethode wurde zuerst das Seitenteil, danach der Spacer mit dem Prüfkörper durch einen leichten seitlichen Schlag mit einem Kunststoffhammer gelöst. Bei der
Twistmethode wurde das Seitenteile und danach der Prüfkörper mit den beiden Spacern
abgedreht. Dabei ist es wichtig, das zur Stabilisierung ein flaches Metallteil verwendet
wird, da sonst die Gefahr besteht, das der Prüfkörper verformt wird. Bei der Hammermethode besteht hingegen das Risiko, das durch den Schlag Mikrorisse entstehen können
oder sogar der Prüfkörper zerbricht. Der Vergleich der Resultate zeigt, dass die Ausformmethode einen Einfluss hat. Die Hammermethode zeigt eine höhere Streuung und
ergibt einen höheren Bruchpunkt was auf partielle Schädigung des Prüfkörpers hinweist.
Aus diesem Grund wurde für das Projekt nur die Twistmethode für das Ausformen verwendet.
Folienmaterial
Die Geometrie der Kerbe ist ausschlaggebend für die Bruchbildung. Je dünner die Kerbe,
desto konzentrierter ist die Kraft für Bruchinitiierung. In der technischen Spezifikation TS
15963 wird eine doppelte PTFE-Folie mit einer Dicke von je 0.025 mm verwendet. Eine
doppelte Folie ist notwendig, um sicher zu stellen, dass kein grösserer Widerstand beim
Öffnen der Kerbe auftritt. Bei tiefen Temperaturen wurde jedoch bei nicht modifizierten
Bitumen manchmal beobachtet, dass beide PTFE-Folien auf einer Seite des gebrochenen Prüfkörpers waren. Demzufolge ist die Haftung zwischen PTFE-Folie und Bitumen
teilweise sehr gering, so dass nicht zwingend zwei Folien nötig wären. Damit kein Bitumen zwischen die beiden Folien gelangt, werden sie mit einer dünnen Schicht Silikonfett
(Multilub, Dow Cornings, USA) zusammengeklebt. Die doppelte PTFE-Folie ist aber sehr
dünn und weich, was ihre Handhabung und insbesondere die exakte Positionierung in
der Gussform schwierig macht.
Aus diesem Grund wurden alternative Folienmaterialien untersucht und mit der PTFEFolie verglichen). Die Studie wurde mit dem Bitumen 35/50 (F1) bei einer einheitlichen
Temperatur von -6.5 °C durchgeführt [49].
November 2014
31
Tab. 5 Einfluss des Folienmaterials auf die FTT-Resultate bei -6.5°C
Ref.
Material
Hersteller
Dicke
[mm]
0.025
Verformung
[mm]
0.34
Standabw.
[mm]
A
PTFE-Folie
(Teflonfolie)
Goodfellow (UK)
B
Stahlfolie
h+s Präzisionsfolie
(D)
0.030
0.37
0.04 (10%)
C
Silikonpapier
Hexis (D)
0.150
0.33
0.03 (10%)
D
Silikonpapier
unbekannt
0.080
0.26
0.04 (14%)
0.03 (10%)
Abb. 25 Einfluss des Folienmaterials auf das Resultat und die Wiederholbarkeit
Die Resultate in Abb. 25 zeigen den Einfluss des Folienmaterials auf die Resultate. Das
dünnere Silikonpapier (0.080 mm) kann aufgrund der niedrigeren Verformungswerte ausgeschieden werden. Dies zeigt einerseits deutlich, dass nicht alle Silikonpapiere (unterschiedliche chemische Beschichtung?) gleich reagieren und dass die Dicke nicht unbedingt der massgebende Einfluss ist. So ergibt das Silikonpapier D, obwohl es mit 0.150
mm deutlich dicker ist, ähnliche Resultate wie die PTFE-Folie (0.025 mm) (Tab. 5). Vergleichbare Resultate werden auch mit der Metallfolie (0.030 mm) erhalten, die aber aufgrund der Schwierigkeiten beim Ausformen der Prüfkörper nicht in Frage kommt. Die
Stahlfolie ist viel starker als Silikonpapier und kann beim Ausformen nicht von Hand getrennt werden sondern muss mit einer Schere angeschnitten und danach mit relativ viel
Kraft zerrissen werden, wodurch trotz sorgfältiger Handhabung einige Prüfkörper zerbrochen wurden. Die Streuung der Resultate ist für alle Materialien ähnlich. Als Konsequenz
dieser Studie wurde für alle Hauptversuche das Silikonpapier C verwendet, was die Prüfkörperherstellung wesentlich erleichterte.
32
November 2014
1493
Überfüllhöhe des Prüfkörpers
Abb. 26 Unterschiedliche Füllhöhen haben keinen Einfluss auf den Prüfquerschnitt
Der Einfluss der Überfüllhöhe des Prüfkörpers mit Bitumen wurde nicht untersucht, da er
keinen massgebenden Einfluss auf die Prüfung haben kann. Denn der wirksame Querschnitt des Prüfkörpers wird durch die Kerbe, die durch die Teflonfolie resp. Silikonpaper
definiert wird bestimmt. Solange die Füllhöhe im Bereich der Teflonfolie liegt, wird der
Prüfquerschnitt nicht beeinflusst.
Kühlflüssigkeit (Ethanol oder Glykol-Wasser)
Die Art der Kühlflüssigkeit kann einen Einfluss auf die Resultate haben. In einigen Laboratorien ist die Verwendung von Ethanol wegen des niedrigen Flammpunktes verboten.
Es gibt aber nicht viele geeignete Kühlflüssigkeiten auf Wasserbasis, die Temperaturen
von bis zu -40°C erreichen können und haben oft gewichtige Nachteile. KaliumacetatLösungen sind beispielsweise hoch korrosiv, wodurch nicht korrodierende Metalle für die
Prüfeinrichtung im Kühlbad verwendet werden müssen. Wasser-Glykol-Gemische werden
bei tiefen Temperaturen sehr viskos und lassen sich nicht mehr gut pumpen. Da mit der
Empa-Prüfeinrichtung keine alternativen Kühlflüssigkeiten eingesetzt werden konnten,
musste auf diese Parameterstudie verzichtet werden.
3.3.2
Auswertung der FTT-Messungen
Bruchprüfungen haben generell eine höhere Streuung verglichen mit Modulmessungen
oder Kriechversuchen, da Rissentstehung und –ausbreitung ein schneller Prozess ist und
nicht so genau vorausbestimmte werden kann. Durch die Bruchinitierung mittels einer
schmalen Kerbe, kann dies verbessert werden, da die Kräfte an der Kerbe konzentriert
werden.
Trotzdem kommt es vor, dass Ausreisser bei den Resultaten auftreten, die teilweise erklärt werden können durch die Struktur des Bruches. Dazu wird die Oberfläche des Bruches visuell beurteilt (Abb. 27). Es hat sich gezeigt, dass bei einem glatten, geraden
Bruch die Resultate besser wiederholbar sind als bei gekrümmten Bruch oder Bruchbildern mit unregelmässiger Oberfläche. Allerdings hängt das Bruchbild auch vom Bindemitteltyp ab, so zeigen PmB teilweise eine unregelmässige Oberfläche die bei nicht modifizierten Bitumen in der Regel glatt ist. Aus dem Bruchbild lässt sich nicht immer eindeutig
ableiten, ob eine Messung gültig ist oder nicht. Brüche, die stark unregelmässiges Bild
zeigen oder nicht in der Kerbe begannen, wurden als ungültig definiert. Für die Beurteilung der Bruchflächen muss die Prüfung auch nach Erreichen des Kraftmaximums weitergelaufen werden bis die Kraft auf einen Wert unter 0.5°C sinkt.
November 2014
33
glatter, gerader Bruch
gerader Bruch mit grober
Oberfläche (PmB)
relativ gerader Bruch mit
Strukturierung
unregelmässiger Bruch
Abb. 27 Unterschiedliche Bruchflächen nach der FTT-Prüfung
3.3.3
Bestimmung der Wiederholbarkeit
Die Bestimmung der Wiederholbarkeit innerhalb des Labors wurde an jeweils 10 Prüfkörpern mit der optimierten Prüfmethode (Silikonpapier für die Kerbe) am polymermodifizierten Bitumen F6 durchgeführt. Die experimentellen Bedingungen entsprachen den Wiederholbedingungen, das heisst gleiche Prüfbedingungen, gleiche Prüfperson, gleiche
Probe) mit Ausnahme von Probe C, das aus einem anderen Büchse, jedoch identischer
Herkunft und Batch, stammt und drei Monate später geprüft wurde. Abb. 28 zeigt die Verformung bei maximaler Kraft und Tab. 6 die erhaltenen FTT-Bruchtemperaturen inklusive
Mittelwert und Standardabweichung.
Abb. 28 Verformungs-Temperaturkurven für die Wiederholbarkeit (PmB F6)
Aus Abb. 28 ist ersichtlich, dass die Resultate der Proben A und B sehr nahe beieinander
liegen, während die Probe C geringere Verformungen bei den entsprechenden Bruchtemperaturen zeigt. Es ist nicht klar ob der Unterschied aufgrund unterschiedlicher Bindemitteleigenschaften oder auf leichte Unterschiede in der Probenherstellung kommt.
Werden alle drei Proben für die Berechnung der Wiederholbarkeit verwendet, ergibt sich
34
November 2014
1493
ein Mittelwert von -18.5° und eine Standardabweichung von 1.6° C (Tab. 6). Mit einem
Erweiterungsfaktor von 2 für einen Vertrauensbereich 95% wird eine Wiederholbarkeit
von 3.2°C erhalten, gleich wie für den Brechpunkt nach Fraass. Die Studie zeigt, dass
noch nicht alle Einflussfaktoren beherrscht werden und diese nochmals genauer untersucht werden müssen. Ausgehend von den Resultaten der Proben A und B, sollte eine
Wiederholbarkeit im Bereich von 2°C realistisch sein.
Tab. 6 Untersuchung der Wiederholbarkeit an PmB F6
3.3.4
Probe
T FTT (°C)
Test A
-19.9
Test B
-18.9
Test C
-16.8
Mittelwert T FT
-18.5
Standardabweichung
1.6
Wiederholbarkeit (k=2, 95%)
3.2
Resultate des Europäischen Ringversuches
Die Prüfungen für den Ringversuche wurden am Anfang des Projektes, noch vor dem
Abschluss der Parameterstudie, mit einer doppelten Teflonfolien für die Herstellung der
Kerbe nach der technischen Spezifikation TS 15963 Version 2010 und nicht mit Silikonpapier durchgeführt.
Tab. 7 Resultate des Ringversuches
Labor
PB1
T FTT
r
PB2
T FTT
r
PMB-5
T FTT
r
1
2
3
4
5
-14.4
-15.3
-9.45
-11.3
-11.4
6 Empa 7
Mittelwert
-7.4
-12
-11.4
min.
-15
ma
x.
-7
1.6
1.2
2.8
0.9
1.7
1.3
1.7
1.6
0.9
2.8
-15.5
-17
-14
-16.5
-13.5
-13.7
-11.6
-15
-17
-12
3.2
1.2
1.3
1.3
2.1
0.9
2.5
2.0
0.9
3.2
-30.4
-30.9
-27.3
-
-25.9
-27.6
-26*
-29
-31
-27
1.4
1.4
1.6
-
-
0.1
1.5
0.1
3.0
TFTT = Bruchzähigkeitstemperatur [°C], r = Wiederholpräzision des Prüflabors [°C], *korrigierte Werte
Die Resultate des Ringversuches zeigen, dass die Resultate noch stark variieren (Tab.
7). Dies ist einerseits auf die unterschiedlichen Prüfapparaturen, aber auch auf die teils
abweichende Durchführung der Prüfung und Prüfkörpervorbereitung zurückzuführen, bedingt durch ungenaue Beschreibung in der technischen Spezifikation oder aus praktischen Gründen.
November 2014
35
Tab. 8 Resultate des Ringversuches im Vergleich mit Werten von
BBR und Brechpunkt nach Fraass
Bezeichnung
PB1
PB2
PMB-5
T Frs
[°C]
-15
-17
-16
BBR, LST*
[°C]
-15,8
-19,3
-22,2
FTT, T FTT
[°C]
-12
-15
-29
6
4
4
FTT, R*
[°C]
*R=Vergleichspräzision
Abb. 29 Vergleich der Resultate von Bruchpunkt T FTT , Brechpunkt nach Fraass (T Frs ) und
BBR
Normalbitumen mit unterschiedlicher Penetration werden von allen drei Prüfungen ähnlich gut unterschieden (Abb. 29). Beim Vergleich zwischen PB2 und PMB-5 mit dem gleichen Bitumen BP2 als Basisbitumen kann mittels Brechpunkt nach Fraass kein Unterschied festgestellt werden, mittels BBR ist der Unterschied nur gering (Tab. 8). Beim FTT
ist jedoch eine deutliche Senkung des Brechpunktes festzustellen. Dies ist ein sehr positives Resultat, allerdings ist die Präzision des Verfahrens vergleichbar mit jener des
Brechpunktes nach Fraass und somit ungenügend.
Dabei spielen die unterschiedlichen Prüfmaschinen und Kühlvarianten sicherlich einen
grosse Rolle. Es wäre deshalb wichtig, dass ein kommerziell erhältliches Gerät von allen
benutzt wird. Solange aber keine Nachfrage an das Prüfgerät gibt, ist aber auch kein
Prüfmittelhersteller bereit, in die Entwicklung eines FTT-Prüfgerätes zu investieren. Dies
ist eine schwierige Situation für das vielversprechende Prüfverfahren.
3.3.5
Resultate des Hauptversuches
Um zu untersuchen, ob die Bindemittelalterung durch die Prüfmethode nachgewiesen
werden kann, wurde der Fracture Toughness Test nicht nur an den Proben im Anlieferungszustand, sondern auch nach der Alterung im RTFOT und nach der kombinierten Alterung RTFOT+PAV durchgeführt [56].
36
November 2014
1493
Abb. 30 Vergleich der FTT-Resultate vor und nach Laboralterung
Im Gegensatz zum Brechpunkt nach Fraass (Abb. 17) ist der Einfluss der Alterung in den
Resultaten des FTT deutlich ersichtlich (Abb. 30). Zwischen Anlieferungszustand und Alterung nach RTFOT + PAV ist die Differenz zwischen 6 und 12°C verglichen mit 1 bis 4°C
beim Brechpunkt nach Fraass. Der Einfluss der Alterung auf die FTT-Resultate ist dabei
unabhängig von der Bindemittelhärte und bei der PAV-Alterung mit einer Zunahme von 3
- 6°C recht konstant. Das Verhalten der PmB ist deutlich weniger einheitlich als jenes der
nicht modifizierten Bitumen. Jedoch konnte für alle Bindemittel nach jedem Alterungsschritt eine Erhöhung der FTT-Bruchtemperatur beobachtet werden.
Abb. 31 Resultate von FTT und Brechpunkt nach Fraass im Anlieferungszustand
In Abb. 31 sind die Resultate der Prüfungen im Anlieferungszustand dargestellt, die deutlich machen, dass insgesamt keine gute Korrelation zwischen den Prüfungen FTT und
Brechpunkt nach Fraass besteht. Bei genauerer Betrachtung stimmt dies nur für PmB,
November 2014
37
während die nicht modifizierten Bitumen eine sehr gute Korrelation zeigen. Allerdings ist
die Anzahl der untersuchten Bindemittel zu gering für eine endgültige Aussage. Für einige Proben liegen die Temperaturen der beiden Prüfungen nahe zusammen, für andere
gibt es Unterschiede von bis zu 10°C. Tendenziell sind die gemessenen Bruchtemperaturen für FTT höher als beim Brechpunkt nach Fraass.
Abb. 32 Resultate von FTT und Brechpunkt nach Fraass nach RTFOT-Alterung
Nach der Alterung mittels RTFOT steigen die Bruchtemperaturen beim FTT stärker an als
beim Brechpunkt nach Fraass (Abb. 32). Dies führt zu einer deutlich stärkeren Differenzierung der Resultate im Falle des FTT. Die Differenz zwischen den Maximalwerten beträgt 25°C im Gegensatz zu 13°C beim Brechpunkt nach Fraass. Das Ranking ist hingegen für alle Bindemittel gleich, was zu einer erstaunlich guten Korrelation führt, selbst für
die polymermodifizierten Bindemittel. Dies könnte darauf hindeuten, dass der Einfluss der
Polymer im Bitumen geringer wird, respektive teilweise abgebaut worden sind, so dass
sie sich ähnlicher wie ein nicht modifiziertes Bitumen verhalten.
Abb. 33 Resultate von FTT und Brechpunkt nach Fraass nach Alterung in RTFOT+PAV
Nach einer zusätzlichen Alterung im PAV erhöhen sich die Bruchtemperaturen nochmals,
die in der Regel grösser sind als nach der RTFOT- Alterung (Abb. 33). Sie sind aber bei
den PmB recht unterschiedlich und liegen zwischen 1.4 und 5.6°C
38
November 2014
1493
3.3.6
Schlussfolgerungen
•
Für nicht modifizierte Bindemittel ist eine gute Korrelation zwischen FTT und
Brechpunkt nach Fraass vorhanden. Dies wird oft auch bei andern neueren Prüfverfahren (DSR, BBR) beobachte und bestätigt die These, dass für die konventionellen nicht modifizierten Bindemittel die klassischen Prüfmethoden ausreichen.
•
Eine Korrelation ist bei den polymermodifizierten Bitumen im Anlieferungszustand
nicht vorhanden, was positiv zu bewerten ist, da ja der Brechpunkt nach Fraass
für PmB nicht als geeignet betrachtet wird. Interessanterweise ist nach der Alterung aber wieder eine recht gute Korrelation gegeben. Ob dies auf einen teilweisen Abbau der Polymeren im PmB zurückzuführen ist, müsste untersucht werden.
•
Die Verwendung von Silikonpapier anstelle der dünnen Teflonfolie bringt praktische Vorteile und hat sich aus praktischer Sicht bewährt. Es ist aber nicht klar,
welche Eigenschaften an das silikonbeschichtete Papier zu stellen sind, da ein
zweites getestetes Silikonpapier nicht die gleichen Resultate ergab. Insbesondere der Einfluss der Dicke ist unklar, da das verwendete Papier deutlich dicker ist
als die Teflonfolie.
•
Die Verweilzeit der Prüfkörper im Kühlbad scheint keinen massgebenden Einfluss auf die Resultate zu haben, was erstaunt, da beim BBR das „Physical
Hardening“ die Ergebnisse deutlich beeinflusst. Der Unterschied könnte darauf
beruhen, dass der BBR den Prüfkörper im duktilen Zustand prüft, während die
FTT-Prüfung im spröden elastischen Bereich durchgeführt wird. Die Streuung in
der FTT-Prüfung ist allerdings relativ gross, weshalb dieser Punkt mit weiteren
Bindemittelsorten nochmals genauer untersucht werden sollte.
•
Die Resultate des europäischen Ringversuches zeigen, dass die Vergleichspräzision noch ungenügend ist für die definitive Normierung. Eine Harmonisierung
der Prüfeinrichtung scheint unabdingbar zu sein, um die Präzision zu erhöhen.
•
Die gemessenen Bruchtemperaturen des FTT sind in der Regel deutlich höher
als beim Fraass und stimmen nicht mit den effektiven Temperaturen beim Tieftemperaturversagen von Belägen in der Praxis überein. Dies ist aber auch bei
anderen Laborprüfungen der Fall, wo in der Regel die Anwendung eines Korrekturfaktor oder einer Korrekturkonstante zu einer guten Übereinstimmung mit der
Praxis führen.
•
Die Bestimmung der Bruchtemperatur mittels Interpolation ist nicht einheitlich (linear oder exponentiell). Dies führt zu Abweichungen in der Bestimmung, insbesondere da die Verformungs-Temperaturkurve recht flach verläuft. Insbesondere
wurde auch nie überprüft, ob diese tatsächlich am besten durch eine einfache
Exponentialkurve angenähert werden soll oder ob eine andere Funktion vorzuziehen ist.
November 2014
39
3.4
CSC-Bruchversuch
3.4.1
Parameteroptimierung
Bei der Entwicklung einer neuen Prüfmethode müssen viele unterschiedliche Einflussparameter optimiert werden, damit sie für verschiedene Bitumentypen anwendbar ist und
eindeutige wiederholbare Resultate:
•
•
•
•
•
•
•
•
•
Geschwindigkeit der Abkühlung (Temperaturgradient)
Art des Temperaturgradienten (kontinuierlich oder schrittweise)
Abmessung der Probe
Starttemperatur
Frequenz
Dehnamplitude der Oszillation
Art der Oszillation: kontinuierlich oder mit Unterbrüchen (vgl. Fraass)
Wahl des Bruchkriteriums
Probenvorbehandlung
Es können jedoch nicht alle Parameter gleichzeitig variiert werden, weshalb in einer ersten Optimierungsphase die Frequenz und die Dehnamplitude optimiert wurden, während
für die anderen Prüfparameter vernünftige Werte basierend auf durchgeführten Vorversuchen (nicht dokumentiert) festgelegt wurden, die in der Optimierungsphase konstant
gehalten wurden.
Für die Optimierung wurde die Standard-Prüfkörperdimension für Modulmessungen bei
tieferen Temperaturen gewählt: eine Spalthöhe von 2 mm und ein Durchmesser von 8
mm. Da der Modul von Bitumen bei tiefen Temperaturen rasch ansteigt, ist es wichtig,
dass der Durchmesser möglichst klein und der Spaltabstand möglichst gross gewählt
wird. Allerdings erschwert dies die Prüfkörperherstellung, weshalb die gewählte Probendimension von 8 mm einen guten Kompromiss dargestellt.
3.4.2
Optimierung der Temperaturparameter
Die Wahl des Temperaturgradienten wird eingeschränkt von der maximalen Kühlrate des
Rheometers und hat einen direkten Einfluss auf die Prüfdauer. Bedingt durch die Konstruktion der Probenkühlung, die von Hersteller zu Hersteller unterschiedlich ist, ergibt
sich eine Verzögerung bis die Temperatur des Probe die Solltemperatur erreicht. Im Fall
von bitumenhaltigen Bindemitteln ist es möglich, die Temperierung über ein Wasserbad
durchzuführen. Allerdings ist die Prüftemperatur dann eingeschränkt auf einen Bereich
zwischen 10 und etwa 80°C. Da die Bitumenprüfung nur ein Nischenbereich der rheologischen Messungen darstellt, sind die meisten DSR-Geräte mit einer PeltierTemperierung ausgestattet, die einen grossen Temperaturbereich von -40 bis 200°C abdecken kann. Allerdings ist in der Regel allein die untere feste Platte des Prüfsystems auf
diese Weise temperiert, während die bewegliche Prüfplatte nur indirekt über temperierte
Luft gekühlt oder geheizt werden kann. Luft ist aber im Vergleich zu Wasser ein schlechter Wärmeträger und die Temperierung geht entsprechend langsamer, abhängig von den
zu temerierenden Massen von Prüfsystem und Prüfkörper.
Beim verwendeten DSR der Empa handelt es sich um ein Physica 301 (Anton Paar, Österreich). Während die Bodenplatte direkt mit einem Peltierelement gekühlt wird, erfolgt
die Kühlung der oberen Platte indirekt durch gekühlte Luft. Der Temperaturfühler ist beim
Peltierelement eingebaut und gibt deshalb nicht die genaue Temperatur des Prüfkörpers
wieder, insbesondere bei schnellen Temperaturänderungen. Dies führt zu einer nicht völlig homogenen Temperaturverteilung innerhalb des Prüfkörpers. Obwohl die Kühlrate mit
0.67 °C/min niedriger gewählt wurde als in anderen DSR-Studien [36,37], erfährt der
Prüfkörper eine gewisse Temperaturverzögerung im Vergleich zur Bodenplatte. Zur Abschätzung dieser Abweichung wurde bei zwei Bindemitteltypen ein Temperaturgradient
von 0.67°C/ min von einer Anfangstemperatur +20°C nach -20°C und zurück gefahren,
40
November 2014
1493
währenddessen Modulmessungen mit niedriger Dehnamplitude von 0.1% und niedriger
Frequenz (1 Hz) durchgeführt wurden, um den Prüfkörper nicht zu schädigen. Zu Beginn
der Temperaturrampen wurde für die Äquilibrierung der Probe bei +20°C und bei -20°C
eine Pause von jeweils 20 min eingehalten. Die Abb. 34 zeigt deutlich, dass die Kurven
für die Abkühlung und die Aufwärmung nicht identisch sind. Durch die verzögerte Wärmeresp. Kälteübertragung auf die Probe sind die Werte für den komplexen Modul in der Abkühlphase tiefer als in der Aufwärmphase mit einer maximalen Differenz von etwa 3°C.
Die Kurven des komplexen Moduls sind nicht für alle Bitumen gleich, was auf die unterschiedliche Viskosität zurückzuführen ist. Unter der Annahme, dass die Temperaturverzögerung in der Abkühl- und Aufwärmphase ähnlich sind, müsste die effektive Temperatur in der Probe etwa in der Mitte der beiden Kurven liegen.
Abb. 34 Experiment zur Abschätzung der Differenz zwischen Solltemperatur und effektiver Temperatur im Prüfkörper durch einen Temperatursweep von +20°C nach -20°C und
zurück mit einer Kühl- resp. Heizrate von 0.67°C/min
Allerdings gibt es vermutlich weitere Effekte, die die Temperatur des Prüfkörpers beeinflussen. Durch die sterische Verhärtung beim Abkühlen könnte der komplexe Modul beim
Erwärmen etwas höher sein und zudem könnte die durch die Oszillation erzeugte Reibungswärme zu einer gewissen Erhöhung der Temperatur führen. Die exakte Quantifizierung ist schwierig, da die Differenz nicht für alle Bindemittel identisch ist. Daraus geht
hervor, dass der Versuch vom Prüfsystem, respektive vom Rheometertyp abhängig ist.
Insbesondere bei unterschiedlichen Kühlsystemen sind abweichende Resultate, oder
zumindest ein Verschiebung der CSC-Bruchtemperatur zu erwarten. Ein exakter allgemeingültiger Shiftfaktor für die Temperaturkorrektur ist deshalb schwierig zu ermitteln und
muss für jedes Prüfsysteme vorher bestimmt werden.
Die gewählte Starttemperatur hat auch einen Einfluss auf die Form der CSC-Kurve und
insbesondere auch auf die CSC-Bruchtemperatur. Die Starttemperatur kann nicht zu
hoch gewählt werden, damit bei den höheren Temperaturen keine plastische Verformung
der Probe induziert werden. Bei sehr hohen Starttemperaturen kann das Bitumen sogar
aus dem Spalt herauslaufen, wodurch der effektive Durchmesser der Probe reduziert
wird, was zu einer höheren Bruchtemperatur führt. Je höher die Starttemperatur gewählt
wird, desto flacher wird die CSC-Kurve und der Bruch erfolgt bei tieferem Modul und höherer Temperatur (Abb. 35 Auswirkung der Starttemperatur auf die CSC-Prüfung). Andererseits darf die Starttemperatur nicht zu tief sein, da sonst die Schädigung sofort initiiert
wird und die Bruchtemperatur praktisch mit der Starttemperatur identisch ist. Die Schwie-
November 2014
41
rigkeit besteht darin, eine optimale Starttemperatur Bindemittel mit verschiedenen Viskositäten zu finden.
Abb. 35 Auswirkung der Starttemperatur auf die CSC-Prüfung
3.4.3
Einfluss der Dehnamplitude
Die Dehnamplitude einen direkten Einfluss auf die Prüfdauer: Je kleiner die Amplitude,
desto kleiner ist die Ermüdungsbelastung und je länger ist die Versuchsdauer. Die
Amplitude kann nicht zu hoch gewählt werden, da dies im duktilen Bereich zur Deformation des Prüfkörpers führt und bei tiefen Temperaturen ein hohes Drehmoment ergibt.
Bei Versuchen mit dem dynamischen Scherrheometer ist es in der Regel wichtig, dass
die Messungen innerhalb des linear-viskoelastischen Bereichs (LVE) erfolgen. In diesem
Bereich wird der komplexe Modul nur durch die Temperatur und Frequenz bestimmt,
nicht aber durch die Dehnamplitude oder die Spannung. Bei kleinen Dehnamplituden finden die Messungen von Bitumen und Polymerbitumen in der Regel im linearviskoelastischen Bereich statt. In den durchgeführten Experimenten für die Bestimmung
der CSC-Bruchtemperatur wurden die Messungen oft ausserhalb des LVE durchgeführt,
da die Dehnamplitude gross genug sein muss, um eine Schädigung der Probe zu initiieren. In diesem Zusammenhang muss darauf hingewiesen werden, dass der komplexe
Modul eine mechanische Kenngrösse des Materials ist und deshalb nur innerhalb des
LVE gültig ist. Für die Beschreibung der temperaturabhängigen Veränderung des Materials wurde jedoch einfachheitshalber dieser Parameter für die DSR-Versuch in diesem
Forschungsprojekt beibehalten, obwohl dies physikalisch nicht vollständig korrekt ist.
Diese Vereinfachung hat sich in anderen Forschungsarbeiten bewährt [38].
Die Optimierung der Frequenz und der Dehnamplitude wurde am nicht modifizierten Bitumen 35/50 (F1) und dem PmB 50/70-53 (F4) durchgeführt. Als Versagenskriterium
*
wurde die Temperatur T G*max beim Maximum des komplexen Schermoduls G max verwendet. Eine kleinere Dehnamplitude ergibt geringere Belastungen und somit geht es
länger bis es zu einer Schädigung im Bindemittel kommt. Diese tritt dann bei höheren
Modulwerten ein, wodurch auch der CSC-Bruchpunkt T G*max zu tieferen Temperaturen
verschoben wird (Abb. 36). Dies entspricht einer kleineren Laststufen in einem konventi-
42
November 2014
1493
onellen Ermüdungsversuch, was dort ebenfalls zu höheren Zyklenzahlen bis zum Versagen führt. Eine Verringerung der Dehnamplitude von 7 auf 4% führt beim PmB F4 bei einer Frequenz von 1.6 Hz zu einer Verschiebung des CSC-Bruchpunktes von +2° nach 4°C. Bei anderen Bitumensorten oder Frequenzen ist die Verschiebung noch grösser.
Das Maximum des komplexen Moduls nimmt stark zu, was die Bestimmung des Bruchpunktes vereinfacht. Wie Abb. 36 und Abb. 37 zeigen, nimmt die Bruchtemperatur aber
nicht linear mit der Dehnamplitude ab. Der Phasenwinkel verschiebt sich mit steigender
Dehnamplitude in den viskoelastischen Bereich.
40
30
20
10
0
0
5
Dehnamplitude [%]
10
15
60
Phasenwinkel δ @G*max [°]
50
Bruchtemperatur TCSC @G*max [°C]
Komplexer Modul G*max [MPa]
Abb. 36 Einfluss der Dehnamplitude γ auf die CSC-Diagramme des Bitumens
10
5
0
-5
-10
0
5
Dehnamplitude [%]
10
55
F1, 1.6Hz
50
F1, 5Hz
F4, 4Hz
45
F4 5Hz
40
0
5
Dehnamplitude [%]
10
Abb. 37 Einfluss der Dehnamplitude γ auf G*, T G*max und δ G*max bei unterschiedlichen
Frequenzen und Bindemitteln
3.4.4
Einfluss der Frequenz
Die Verringerung der Frequenz hat einen ähnlichen Einfluss wie die Reduktion der Dehnamplitude und führt zu mehr Zyklen bis zum Versagen. Bei einer Reduktion der Frequenz
von 6 auf 2 Hz verschiebt sich der CSC-Bruchpunkt bei einer Dehnamplitude von 5% um
8°C von +2°C nach -6°C. Die frequenzbedingte Verschiebung ist aber auch von der
Dehnamplitude abhängig und bei niedriger Dehnamplitude beträgt der Unterschied nur
noch wenige Grad Celsius. Auch in diesem Fall ist keine direkte Korrelation zwischen
Frequenz und Bruchtemperatur vorhanden (Abb. 38).
November 2014
43
Abb. 38 Einfluss der Frequenz auf die CSC-Diagramme des Bitumens F1
40
30
20
10
0
0
5
Frequenz [Hz]
10
15
Phasenwinkel δ @G*max [°]
Komplexer Modul G*max [MPa]
Bruchtemperatur TCSC @G*max [°C]
50
10
5
0
-5
-10
0
5
Frequenz [Hz]
10
60
55
F1, 4%
50
F1, 5%
F4, 4%
45
F4, 5%
40
0
5
Frequenz [Hz]
10
Abb. 39 Einfluss der Frequenz auf G*, T G*max und δ G*max bei unterschiedlichen Dehnamplitude und Bindemitteln
3.4.5
Drehmomentbegrenzung
Bei allen Versuchen ist es wichtig, dass die DSR-Messungen im korrekten Drehmomentbereich des Prüfgerätes erfolgen. Die modernen DSR-Apparate reduzieren automatisch
die Dehnamplitude wenn das gerätespezifische maximale Drehmoment erreicht wird, was
jedoch beim CSC-Bruchversuch nicht erwünscht ist. Das Erreichen des maximalen
Drehmomentes wird in der CSC-Kurve durch einen Knick sichtbar, falls das Drehmoment
oder die Dehnamplitude nicht aufgezeichnet werden (Abb. 39). Daten, die bei konstantem
Drehmoment, respektive reduzierten Dehnamplituden erhalten werden, sind deshalb
nicht brauchbar.
Aus diesem Grund ist die Wahl einer hohen Frequenz von Vorteil, da dadurch die Dehnamplitude reduziert werden kann, um in einer angemessenen Prüfzeit dieselbe CSCBruchtemperatur zu erhalten. Vom Hersteller wird eine maximale Frequenz von 100 Hz
angegeben, die jedoch für diese hohen Amplituden und Drehmomente bei tiefen Temperaturen tiefer liegt, da sonst die Gefahr besteht, dass das Rheometer Schaden nehmen
kann. Zudem wird das Maximum des Moduls tiefer und somit die Bestimmung ungenauer. Aus diesen Gründen wurde als Kompromiss eine Prüffrequenz von 10 Hz gewählt.
Diese liegt auch im Bereich der Frequenz, die bei Ermüdungsprüfungen von Asphaltprüfkörpern oft verwendet wird [39].
44
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Abb. 40 Überschreitung des maximalen Drehmomentes bei einem weichen Bitumen
3.4.6
Erweiterung des Anwendungsbereiches durch Interpolation
Bei sehr weichen oder sehr harten Bindemitteln können die CSC-Bruchpunkte nicht mit
den Standardparametern ermittelt werden (Abb. 41).
Abb. 41 CSC-Kurven des PmB F15 im Anlieferungszustand bei unterschiedlichen Dehnamplituden
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Abb. 42 Korrelation der CSC-Bruchpunkte mit einer Dehnamplitude ɣ von 4% und 5%
Messungen mit zwei unterschiedlichen Dehnamplituden der Bindemittel im Anlieferungszustand haben gezeigt, dass eine sehr gute lineare Korrelation zwischen den CSCBruchpunkten mit verschiedenen Dehnamplituden besteht (Abb. 41). So konnte durch
Extrapolation der CSC-Bruchpunkt des PmB F15 aus dem Bruchpunkt bei der Dehnamplitude 5% der Bruchpunkt bei der Dehnamplitude 4% berechnet werden (Abb. 42). In
welchem Bereich diese lineare Korrelation gültig ist, wurde jedoch nicht näher untersucht.
Insbesondere bei Bruchpunkten nahe dem Startpunkt, ist die Extrapolationsmethode
vermutlich nicht möglich. Bei Messungen, wo das maximale Drehmoment überschritten
wird, kann diese Methode aber vermutlich oft angewendet werden.
3.4.7
Präzision
Die Präzision der Prüfmethode wurde beim Bindemittel F1 genauer untersucht. Es wurden insgesamt 5 Wiederholversuche durchgeführt, ausgehend von vorbereiteten Proben.
Wiederholversuche mit weniger Repetitionen wurden auch an polymermodifizierten und
gealterten Proben durchgeführt. Während die modifizierten Bitumen ähnliche Präzisionswerte ergaben, lagen diese nach der Alterung in gewissen Fällen bis zu einem Faktor
zwei höher (Abb. 43). Daraus lässt sich eine Wiederholpräzision von 2°C ableiten (k=2,
Vertrauensbereich 95%), die Vergleichspräzision kann nicht angegeben werden, da keine
Ringversuche durchgeführt wurden.
46
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1493
Abb. 43 Präzision des CSC-Bruchversuches für das Bindemittel F1
3.4.8
Festlegung der Prüfparameter
Basierend auf den durchgeführten Parameterstudien wurden die folgenden Prüfparameter fixiert:
Dehnamplitude
4%
Frequenz
10 Hz
Starttemperatur
20°C
Endtemperatur
-20°C
Temperaturgradient
0.67°C/ min
Prüfkörperdimensionen: Durchmesser 8 mm, Höhe (Spalt) 2 mm
Versagenskriterium
Bruchtemperatur beim Maximum des komplexen Moduls G*
Mit dem gewählten Temperaturgradient von 0.67°C/min ist es möglich eine Prüfung innerhalb vernünftiger Zeit durchzuführen. Für eine Temperaturdifferenz von 40°C werden
60 Minuten benötigt, inklusive Probenvorbereitung, Temperaturäquilibrierung, Wiedererwärmung und Reinigung sind etwa zwei Stunden notwendig. Dies ist keine schnelle Prüfung, da jedoch die Messung selbst automatisch abläuft, reduziert sich die reine Arbeitszeit auf ca. 15 Minuten pro Probe. Diese Parameterwahl stellt einen Kompromiss dar zwischen praktischen Überlegungen (Prüfzeit) und der Anforderung, möglichst alle Bindemittelsorten mit den gleichen Einstellungen prüfen zu können. Die Standardprozedur für den
CSC-Bruchversuch ist im Anhang aufgeführt.
November 2014
47
3.4.9
Kriterien für ungültige Messung
Jede CSC-Messung muss überprüft werden, ob sie korrekt verlaufen ist und die Resultate sinnvoll sind. Beispielsweise ist sicherzustellen, dass kein Adhäsionsbruch aufgetreten
ist, das heisst eine Ablösung zwischen Platte und Bindemittel. Deshalb muss jeder Bruch
visuell beurteilt werden. Die folgende Aufzählung enthält die wichtigsten Kriterien für eine
ungültige Messung:
-
G* steigt kontinuierlich an ohne ein Maximum zu erreichen: das Bindemittel ist zu
weich, entweder muss die Auslenkung erhöht oder die Starttemperatur gesenkt werden.
-
das Maximum wird sehr schnell erreicht, das heisst bei einer Temperatur von +15°C
und höher (bei Starttemperatur +20°C): das Bindemittel ist zu hart: entweder muss
die Auslenkung verringert oder die Starttemperatur erhöht werden
-
der Bruch findet nicht in der Ebene der Kerbe statt oder die Bruchfläche ist sehr unregelmässig
-
das maximale Drehmoment wurde erreicht und die festgelegte Dehnamplitude nicht
eingehalten
-
die Kurve ist zu flach und das Maximum schwierig zu bestimmen. Entweder muss die
Frequenz oder die Amplitude reduziert werden, was aber zu einer Verschiebung der
CSC-Bruchtemperatur nach tieferen Temperaturen führt, da die Belastung pro Zeit
kleiner ist.
3.4.10 Resultate des Hauptversuches
Alle Bindemittel im gealterten und ungealterten Zustand wurden mit den optimierten Prüfparametern geprüft.
Abb. 44 Darstellung G* max für modifizierte und nicht modifizierte Bitumen
Das Maximum des komplexen Moduls nimmt bei den nicht modifizierten Bitumen mit jedem Alterungsschritt zu (Abb. 44). Die Alterung ist jedoch nicht in allen Stufen und bei jedem Bitumen gleich. Während die Zunahme von G*max durch die RTFOT-Alterung ähnlich verläuft, ist sie nach der Alterung im PAV unterschiedlich: Das weiche Bitumen F3
48
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(Bitumen 180/220) zeigt einen deutlich stärken Anstieg als Bitumen F1. Das Bitumen F9
(Bitumen 10/20) war nach der Alterung im PAV zu hart um den CSC-Druckpunkt zu bestimmen, da der Bruch schon in der Nähe der Starttemperatur erfolgte. Bei den modifizierten Bitumen nimmt der komplexe Modul nach der Alterung in den meisten Fällen nicht
mehr zu. Insbesondere nach der Alterung im PAV nimmt G* bei allen drei untersuchten
PmB ab. Es ist aber zu beachten, dass diese G*max-Werte keine echten Modulwerte
sind sondern eine Art komplexen Modul vor dem Versagen darstellen und deshalb nicht
einfach zu interpretieren sind.
Abb. 45 Darstellung der CSC-Bruchtemperatur für modifizierte und nicht modifizierte Bitumen
Die Abb. 45 zeigt die an den Bindemitteln ermittelten CSC-Bruchpunkte vor und nach der
Alterung. Im Vergleich mit dem Brechpunkt nach Fraass zeigen die CSC-Bruchpunkte
entgegengesetzt den Erwartungen nur einen sehr geringen Einfluss durch die Laboralterung, andererseits ist im Anlieferungszustand ein deutlicher Einfluss der Viskosität auf die
Prüfresultate feststellbar. Dies deutet daraufhin, dass nicht allein die Viskosität ausschlaggebend ist, sondern die morphologischen und chemisch-physikalischen Eigenschaften des Bindemittels. So zeigen polymermodifizierte Bindemittel deutlich besseres
Verhalten als nicht modifizierte Bitumen. Allerdings ergibt sich nach der Alterung im PAV
ein umgekehrtes Bild, wo sich das Verhalten der nicht modifizierten Bitumen gegenüber
PmB und gegenüber ihrem Anlieferungszustand selbst überraschend verbessert. Es stellt
sich somit die Frage welche Methode anzuzweifeln ist, der CSC-Bruchpunkt oder die Alterung mittels PAV. Auf jeden Fall sollte dieses Phänomen genauer untersucht werden
und mit Resultaten von Prüfungen an Asphaltprüfkörpern und Feldversuchen verglichen
werden.
Ausserdem ist bekannt, dass die Polymere bei der Alterung geschädigt werden können,
indem die Ketten teilweise gespalten werden. Dadurch wird das Polymernetzwerk zerstört, was zu einer Reduktion der Viskosität führt. Einen Polymerabbau kann bei SBSmodifizierten Bitumen mittels Gelpermationschromatografie nachgewiesen werden, indem Veränderungen der Polymerkettenlänge gemessen werden. In dieser Arbeit konnten
jedoch keine GPC-Analysen durchgeführt werden, weshalb nicht klar ist, ob die Polymerketten bei den untersuchten Bindemitteln nach der Alterung im PAV teilweise zerstört
wurden und dadurch die CSC-Resultate beeinflussten.
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Abb. 46 Zusammenhang zwischen Brechpunkt nach Fraass und CSC-Bruchpunkt
Die Korrelation zwischen Brechpunkt nach Fraass und dem CSC-Bruchpunkt ist
schwach, sowohl für die modifizierten als auch für nicht modifizierten Bitumen (Abb. 46).
Auffallend ist, dass der CSC-Bruchpunkt deutlich höher ist, dafür über einen grösseren
Temperaturbereich verteilt ist. Da der CSC-Bruchpunkt stark von den gewählten Parametern abhängt (Frequenz, Amplitude, Starttemperatur) stellt er kein absolutes Versagenskriterium dar. Dies ist für Ermüdungsprüfungen aber charakteristisch, da dort die
Dehnamplitude ebenfalls die Anzahl Zyklen bis zum Versagen beeinflusst. Um die Resultate aus dem Labor mit der Wirklichkeit vergleichen zu können, werden Shift-Faktoren
bestimmt. Dies müsste bei der CSC-Prüfung in ähnlicher Weise erfolgen. Näherungsweise könnten diese mit Hilfe einer anderen Prüfung im Labor wie beispielsweise am Bitumen mit dem Fracture Toughness Test oder an Mischgut-Prüfkörpern mit Kältezugprüfungen der EN 12697-46 [40] bestimmt werden, da die Validierung über Feldstudien aufwändig und sehr kostenintensiv ist.
3.4.11 Schlussfolgerungen
50
•
Die Prüfresultate sind stark von den gewählten Prüfparametern abhängig. Mit
dem im Projekt gewählten Parametersatz ist es nicht möglich, alle Bindemittelsorten, respektive den ganzen Viskositätsbereich, zu prüfen. Eine viskositätsabhängige Starttemperatur könnte eine Lösung sein, die jedoch für jedes Bindemittel
vorgängig bestimmt werden müsste. Eventuell wäre dies jedoch in der gleichen
Messung möglich, wenn die Amplitude entsprechend kleine gewählt wird, damit
keine Schädigung eintritt.
•
Die erzielte Wiederholpräzision ist gut. Für die Bestimmung der Vergleichspräzision müsste das Verfahren aber in einem Ringversuch durch verschieden Prüflaboratorien validiert werden.
•
Im Rahmen dieser Forschung war es nicht möglich alle Parameter zu optimieren.
Eine Optimierung von weiteren Faktoren wie Prüfkörpergeometrie (Dicke,
Durchmesser), Temperaturrampe, etc. könnten zu einer Verbesserung der Prüfmethode führen.
•
Der Einfluss der Alterung auf die Resultate ist gering und zum Teil widersprüchlich, insbesondere für PmB. So ist beispielsweise, die Bruchtemperatur nach dem
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PAV deutlich tiefer. Auch hier stellt sich wie beim FTT die Frage, ob ein Teil der
Polymere zerstört worden sind, wodurch das Tieftemperaturverhalten verändert
wird.
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51
4
Schlussfolgerungen
Die im Antrag formulierten Ziele konnten nicht vollumfänglich erreicht werden. Die vielversprechendste Methode für einen Ersatz der Normprüfung „Brechpunkt nach Fraass“
ist der Fracture Toughness Test FTT. Allerdings sind die im letzten Ringversuch erzielten
Präzisionsdaten nicht besser als beim Brechpunkt nach Fraass. Dies liegt zu einem grossen Teil daran, dass die Prüfung mit unterschiedlichen Prüfgeräten durchgeführt werden
mussten, da es noch kein FTT-Prüfgerät auf dem Markt zu kaufen ist. Leider hat bisher
noch kein Hersteller von Prüfgeräten Interesse gezeigt ein FTT-Gerät anzubieten. Solange keine einheitlichen Prüfgeräte (insbesondere Kühlbad) verwendet werden, wird es
schwierig sein, die Vergleichspräzision zu verbessern. Positiv ist zu bemerken, dass alle
Bindemittelsorten vor und nach der Laboralterung geprüft werden konnten.
Der CSC-Bruchpunktversuch zeichnet sich durch eine verbesserte Wiederholpräzision
aus. Der Anwendungsbereich ist aber im Moment noch eingeschränkt, da sehr harte und
sehr weiche Bindemittel nicht mit den gleichen Prüfparametern geprüft werden konnten.
Dies könnte beispielsweise über eine flexible Starttemperatur, ähnlich wie beim Brechpunkt nach Fraass, oder über eine Interpolation mit andern Prüfparametern erreicht werden.
Abschliessend muss festgehalten werden, dass keine der beiden Prüfmethoden im Moment in der Lage ist, die Prüfung Brechpunkt nach Fraass zu ersetzen. Mögliche Lösungsansätze sind aufgezeigt, die durch zusätzliche Forschung oder Entwicklung eines
Standardprüfgerätes realisiert werden könnten.
Bei der Auswertung der Prüfresultate stellte sich das Problem, dass nicht eindeutig entschieden werden konnte, welche Prüfresultate vernünftig sind und welche nicht, da keine
Referenzmethode besteht. Aus dieser Sicht wäre es sinnvoll, die Versuche parallel zu
Kälteprüfungen an Asphaltprüfkörpern durchzuführen.
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Anhänge
I
I.1
Anhänge ........................................................................................................................... 55
Standardprozedur für die Durchführung des CSC-Bruchversuches ........................ 55
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I
Anhänge
I.1
Standardprozedur für die Durchführung des
CSC-Bruchversuches
Prüfeinrichtung
Prüfgerät:
Dynamic Shear Rheometer
Messsystem:
Platte-Platte, 8 mm Durchmesser, Oberfläche aufgeraut
Temperaturbereich:
+ 20 … - 20 °C
Maximales Drehmoment:
≥ 0.2 Nm
Prüfparameter
Temperaturrampe
+20 … -20°C, 0.67 °C/min
Dehnamplitude
4%
Oszillationsfrequenz
10 Hz
Die Prüfkörperherstellung und Einbau ist mit jener für die Messung des komplexen Moduls mit der 8-mm-Platte identisch und ist in der EN14770 beschrieben. Die in Silikonformen vorbereiteten Proben wurden auf die untere Platte des DSR appliziert, die vorgängig
auf 60°C erwärmt wurde. Je nach Bindemittelviskosität kann diese etwas ändern. Sie
muss hoch genug sein, damit eine gute Haftung zwischen Bindemittel und Bodenplatte
erhalten wird, aber nicht so hoch, dass das Bindemittel wegfliessen kann. Danach wurde
die obere Platte auf die Trimmposition gefahren (Spalt 2.05 mm) und das überschüssige
Bindemittel vorsichtig mit einem Metallspatel entfernt. Die Probe wird während 20 min
ohne Oszillation bei der Starttemperatur äquilibriert. Danach wird das Prüfprogramm gestartet und die Probe wird mit einer konstanten Temperaturrampe abgekühlt, während sie
gleichzeitig mit einer sinusförmigen Oszillation belastet wird.
Nach Ende der Prüfung wird der Stempel angehoben und kontrolliert, ob ein Adhäsionsbruch aufgetreten ist. Dies ist an blanken Stellen an der oberen oder unteren Platte zu
erkennen, wo das Bindemittel sich abgelöst hat. Maximal sind 20% Ablösung tolerierbar.
Bemerkung: Da die Probe nicht eingekerbt ist, tritt der Bruch nicht immer in der Mitte der
Probe auf.
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Glossar
Begriff
Bedeutung
BBR
Bending Beam Rheometer Prüfgerät für Tieftemperaturprüfungen an Bitumen
CSC
Cyclic-Shear Cooling Test
DSR
Dynamisches Scherrheometer, Prüfgerät für Bindemittel
ERK
Erweichungspunkt Ring und Kugel, Prüfmethode für Bitumen und PmB
EN
Europäische Norm
FTT
Fracture Toughness Test
LVE
Linear-viskoelastischer Bereich
PAV
Pressure aging vessel, Methode für die Langzeitalterung von Bitumen
PmB
Polymermodifiziertes Bitumen
PTFE
Abkürzung für Teflon (Polytetrafluorethylen)
RTFOT
Rolling thin film oven test, Methode für die Kurzzeitalterung von Bitumen
SBS
Styrol-Butadien-Styrol-Blockpolymere, häufig verwendetes Elastomer für die Produktion von
PmB
T CSC
Bruchpunkt ermittelt mittels CSC-Bruchversuch
T Frs
T FT
Bruchpunkt ermittelt mittels FTT
TS
Europäische Technische Spezifikation, eine Art Vornorm
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1493
Literaturverzeichnis
[1]
Isacsson U, Zeng H (1997) Relationships between bitumen chemistry and low temperature behavior of asphalt. Construct Build Mater 11(2):83–91
[2]
Li X, Marasteanu MO (2006) The role of temperature and binder type on t he fracture
resistance of asphalt mixture at low temperature. Road Mat Pavement Design 7(3):331–
348
[3]
Kim KW, Kweon SJ, Doh YS, Park T-S (2003) Fracture toughness of polymer-modified
asphalt concrete at low temperatures. Can J Civ Eng 30:406–413
[4]
Champion L, Gerard J-F, Planche J-P, Martin D, Anderson D (2001) Low temperature fracture properties of polymermodified asphalts relationships with the morphology. J Mat
Sci 36:451–460
[5]
EN 12593:2007 Bitumen und bitumenhaltige Bindemittel - Bestimmung des Brechpunktes nach Fraass, CEN (Europäisches Komitee für Normung).
[6]
Eckmann B, Mazé M, Le Hir Y, Harders O, Gauthier G (2004) Checking low temperature
properties of polymer modified bitumen. Is there a future for the Fraass breaking
point? In: Proceedings of 3rd Eurobitume Congress, Vienna, Austria
[7]
Marasteanu, M., & et.al. (2007). Investigation of Low Temperature Cracking in Asphalt
Pavements-A Transportation Pooled Fund Study (Vol. 43, pp. 338). Minneapolis: Department
of Civil Engineering, University of Minnesota.
[8]
Bahia, H. U., & Anderson, D. A. (1995). Development of the bending beam rheometer;
Basics and critical evaluation of the rheometer ASTM Special Technical Publication
(1241., pp. 28-50).
[9]
EN 14771:2005 Bitumen und bi tumenhaltige Bindemittel - Bestimmung der Biegekriechsteifigkeit - Biegebalkenrheometer (BBR), CEN (Europäisches Komitee für Normung).
[10]
Moriyoshi A, Shen J, Ezawa K, Tomoto T (2005) Comparison of various testing methods
for low-temperature properties of asphalts. J Jpn Pet Inst 48(6):336–343
[11]
Edwards WA, Hesp SAM (2006) Compact tension testing of asphalt binders at low temperatures. Transp Res Rec 1962: 36–43
[12]
Marasteanu, M. O., & Zofka, A. (2006). Development of Double Edge Notched Tension
(DENT) Test for Asphalt Binders. Journal of Testing and Evaluation, 35(3). doi: DOI:
10.1520/JTE100678
[13]
Andriescu A, Hesp SAM (2009) Time-temperature superposition in rheology and ductile
failure of asphalt binders. Int J Pavement Eng 10(4):229–240
[14]
Velasquez R, Bahı´a H (2013) Critical factors affecting thermal cracking of asphalt
pavements: towards a comprehensive specification. Road Mat Pavement Design 14:
187–200
[15]
Ritchie RO (2011) The conflicts between strength and toughness. Nat Mat 10:817–822
[16]
Lee NK, Hesp SAM (1994) Low-temperature fracture toughness of polyethylenemodified asphalt binders. Transp Res Rec 1436:54–59
[17]
ASTM D 5045-96, Plane Strain Fracture Toughness and Strain Energy Release Rate of
Plastic Materials. Annual Book of ASTM Standards, Vol. 08.03
[18]
ASTM E 399-90, Standard Test Method for Plane-Strain Fracture Toughness of Metallic
Materials. Annual Book of ASTM Standards Vol. 03.01
[19]
Hesp S (2004) Development of a fracture mechanics-based asphalt binder test method
for low temperature performance prediction. Final report for Highway IDEA Project 84
[20]
Chailleux E, Scholten E, Blomberg T, Hugener M, Gallet T, Büchler S, Lancaster IM, Jones A,
Mouillet V, Lorino T (2012) Round robin test of the fracture toughness test for the low
temperature properties of bituminous binders. In: Proceedings of 5th Eurasphalt and
Eurobitume Congress, Istanbul
[21]
CEN/TS 15963:2010 Bitumen und bitumenhaltige Bindemittel - Bestimmung der
Bruchwiderstandstemperatur mittels eines Drei-Punkt-Biegeversuches an einem gekerbten Probekörper, CEN (Europäisches Komitee für Normung).
[22]
Sybilski D, Soenen H, Gajewski M, Chailleux E, Bankowski W. Binder testing. In: Partl MN
et al., editors. Advances in interlaboratory testing and evaluation of bituminous materials.
RILEM state-of-the-art report 9; 2013.
November 2014
59
60
[23]
Desmazes, C., Lecomte, M., Lesueur, D., & Philips, M. C. (2000). A protocol for reliable
measurement of zero-shear-viscosity in order to evaluate the anti-rutting performance
of binders. Paper presented at the Eurasphalt and Eurobitume Congress, Barcelona.
[24]
Philips, M. C., & Robertus, C. (1996). Binder Rheology and Asphaltic Pavement permanent deformation; the Zero-Shear-Viscosity. Paper presented at the Eurasphalt & Eurobitume Congress.
[25]
Sybilski, D. (1996). Zero-Shear Viscosity: Phenomenons at measurement, interpretation
and relation to permanent deformation. Paper presented at the Eurasphalt and Eurobitume Congress, Strassburg.
[26]
Anderson, D. A., Le Hir, Y., Planche, J. P., Martin, D., & Shenoy, A. (2002). Zero Shear
Viscosity of Asphalt Binders Transportation Research Record: Journal of the Transportation Research Board, 1810, 54-62. doi: 10.3141/1810-07
[27]
Soenen, H., Blomberg, T., Pellinen, T., & Laukkanen, O. V. (2013). The multiple stress
creep-recovery test: A detailed analysis of repeatability and reproducibility. Road Materials and Pavement Design, 14(SUPPL.1), 2-11.
[28]
Wasage, T. L. J., Stastna, J., & Zanzotto, L. (2011). Rheological analysis of multi-stress
creep recovery (MSCR) test. International Journal of Pavement Engineering, 12(6), 561568.
[29]
Sybilski D, Vanelstraete A, Partl MN. Recommendation of RILEM TC 182-PEB on bending
beam and rheometer measurements of bituminous binders. Mater Struct
2004;37(272):539–46.
[30]
Polacco G, Vacin OJ, Biondi D, Stastna J, Zanzotto L. Dynamic master curves of polymer
modified asphalt from three different geometries. Appl Rheol 2003;13(3):118–24.
[31]
Stroup Gardiner M., Newcomb, D. E., Adedeji, A., Macosko, C. , Bates, F. S. “Evaluation of
low temperature properties of polymer modified asphalts”, 5th International RILEM
Symposium on Mechanical Tests for Bituminous Materials (MTBM LYON 97), Lyon, France,
1997, p. 153-160.
[32]
Hintz C, Bahia H. (2013) Understanding mechanisms leading to asphalt binder fatigue in
dynamic shear rheometer (DSR). In: Proc, 88th Annual meeting of the Association of Asphalt Paving Technologists, Denver, USA, 231-251.
[33]
Hintz, C. (2012). Understanding Mechanisms Leading to Asphalt Binder Fatigue. Doctoral Thesis, University of Wisconsin, Madison.
[34]
Kriz P, Stastna J, Zanzotto L. Glass transition and phase stability in asphalt binders.
Road Mater Pavement Des 2008;9:37–65 (Special Issue).
[35]
Lu X, Isacsson U. Effect of binder rheology on the low-temperature cracking of asphalt
mixtures. Road Mater Pavement Des 2001;2(1):29–47.
[36]
Edwards Y, Tasdemir Y, Isacsson U. Rheological effects of commercial waxes and polyphosphoric acid in bitumen 160/220 – low temperature performance. Fuel 2006;85(7–
8):989–97.
[37]
Cong P, Zhou B, Chen S, Chen H. Low temperature rheological and mechanistic characteristics of three different types of asphalt binders. Int J Pavement Res Technol
2011;4(5):307–12.
[38]
Mouillet V, De la Roche C, Chailleux E, Coussot P. Thixotropic behavior of paving-grade
bitumens under dynamic shear. J Mater Civ Eng 2012;24(1):23–31.
[39]
Arand, W. (2004). Zur prüftechnischen Ansprache der Ermüdungsbeständigkeit von
Asphalten – Teil1. Bitumen, 66(1), 2-7.
[40]
EN 12697-46:2012 Asphalt - Prüfverfahren für Heißasphalt - Teil 46: Widerstand gegen
Kälterisse und Tieftemperaturverhalten bei einachsigen Zugversuchen, CEN (Europäisches Komitee für Normung).
[41]
EN 12607-1:2007 Bitumen und bitumenhaltige Bindemittel - Bestimmung der Beständigkeit gegen Verhärtung unter Einfluss von Wärme und Luft - Teil 1: RTFOTVerfahren, CEN (Europäisches Komitee für Normung).
[42]
EN 14769:2012 Bitumen und bitumenhaltige Bindemittel – Beschleunigte LangzeitAlterung mit einem Druckalterungsbehälter (PAV), CEN (Europäisches Komitee für Normung).
[43]
Chailleux, E., Mouillet, V.,Determination of the low temperature bitumen cracking properties: fracture mechanics principle applied to a three point bending test using a non
homogeneous geometry. Proceedings, ICAP, August 2006, Quebec
[44]
Chailleux E., Gaillet, L., Hamon, D. , Mouillet, V. Development and interpretation of a test
to discriminate between the cracking behavior of normal bitumen binders and polymer
modified binders, 10th International Conference on Asphalt Pavements ICAP, 2006, .
November 2014
1493
[45]
Hoare TR, Hesp SAM (2002) Low-temperature fracture testing of asphalt binders regular
and modified systems. Transp Res Rec 1728:36-42
[46]
EN 1426:2007 Bitumen und bitumenhaltige Bindemittel - Bestimmung der Nadelpenetration, CEN (Europäisches Komitee für Normung).
[47]
EN 1427:2007 Bitumen und bitumenhaltige Bindemittel - Bestimmung des Erweichungspunktes - Ring- und Kugel-Verfahren, CEN (Europäisches Komitee für Normung).
[48]
Chailleux E, Hamon H, Mouillet V (2006) Determination of the low temperature bitumen
cracking properties: Fracture mechanics principle applied to a t hree points bending
test using a nonhomogeneous geometry. In: Proceedings of 10th International conference
on Asphalt Pavement, Québec, Canada
[49]
Bueno M, Hugener M, Partl MN (2013) Fracture toughness aspects for assessing low
temperature behaviour of bituminous binders. In: Proc, Int RILEM Symposium on MultiScale Modeling and Characterization of Infrastructure Materials, Stockholm, Sweden
[50]
Bahia HU, Zhai H, Bonnetti K, Kose S. Non-linear viscoelastic and fatigue properties of
asphalt binders. J Assoc Asph Paving Technol 1999;68:1–34.
[51]
Anderson DA, Le Hir YM, Maresteanu MO, Planche J-P, Martin D, Gauthier G. Evaluation of
fatigue criteria for asphalt binders. Transp Res Rec 2001;1766:48–55.
[52]
Hintz C, Velasquez R, Johnson C, Bahia H. Modification and validation of linear amplitude sweep test for binder fatigue specification. Transp Res Rec 2011;2207: 99–106.
[53]
Gubler R, Partl MN, Riedi M, Angst C (2003) Test methods for the behavior of bituminous
binders at low temperature. In: Proceedings of 6th RILEM Symposium PTEBM’03, Zurich
[54]
Masson J-F, Collins P, Polomark, G. Steric Hardening and the Ordering of Asphaltenes in
Bitumen. Energy & Fuels 2005 19 (1), 120-122.
[55]
Bueno, M., Hugener, M., Partl, M.N.: Low Temperature Characterization of Bituminous Binders with a New Cyclic Shear Cooling (CSC) Failure Test. Construction and Building Materials,
58, pp16-24, (2014).
[56]
Bueno, M. Hugener, M., Partl, M.N.: Low temperature behavior of bituminous binders. Fracture toughness test. Materials and Structures Published online (2014). DOI 10.1617/s11527014-0378-4
November 2014
61
1493
Projektabschluss
November 2014
63
64
November 2014
1493
November 2014
65
1493
Verzeichnis der Berichte der Forschung im
Strassenwesen
BerichtNr.
Projekt Nr.
Titel
Jahr
1465
ASTRA 2000/417
Erfahrungen mit der Sanierung und Erhaltung von Betonoberflächen
2014
1462
ASTRA 2011/004
Ermittlung der Versagensgrenze eines T2 Norm-Belages mit der mobiles Grossversuchsanlage MLS10
2014
1460
SVI 2007/017
Nutzen der Verkehrsinformation für die Verkehrssicherheit
2014
1459
VSS 2002/501
Leichtes Fallgewichtsgerät für die Verdichtungskontrolle von Fundationsschichten
2014
1458
VSS 2010/703
Umsetzung Erhaltungsmanagement für Strassen in Gemeinden - Arbeitshilfen als
Anhang zur Norm 640 980
2014
1457
SVI 2012/006
Forschungspaket VeSPA Teilprojekt 5: Medizinische Folgen des Strassenunfallgeschehens
2014
1456
SVI 2012/005
Fotschungspaket VeSPA Teilprojekt 4: Einflüsse des Wetters auf das Strassenunfallgeschehen
2014
1455
SVI 2012/004
Forschungspaket VeSPA Teilprojekt 3: Einflüsse von Fahrzeugeigenschaften auf das
Strassenunfallgeschehen
2014
1454
SVI 2012/003
Forschungspaket VeSPA Teilprojekt 2: Einflüsse von Situation und Infrastruktur auf das
Strassenunfallgeschehen: Phase 1
2014
1453
SVI 2012/002
Forschungspaket VeSPA Teilprojekt 1: Einflüsse von Mensch und Gesellschaft auf das
Strassenunfallgeschehen: Phase 1
2014
1452
SVI 2012/001
Forschungspaket VeSPA: Synthesebericht Phase 1
2014
1451
FGU 2010/006
Gasanalytik zur frühzeitigen Branddetektion in Tunneln
2013
1450
VSS 2002/401
Kaltrecycling von Ausbauasphalt mit bituminösen Bindemitteln
2014
1449
ASTRA 2010/024
E-Scooter - Sozial- und naturwissenschaftliche Beiträge zur Förderung leichter Elektrofahrzeuge in der Schweiz
2013
1448
SVI 2009/008
Anforderungen der Güterlogistik an die Netzinfrastruktur und die langfristige Netzentwicklung in der Schweiz. Forschungspaket UVEK/ASTRA "Strategien zum wesensgerechten Einsatz der Verkehrsmittel im Güterverkehr der Schweiz", Teilprojekt C
2014
1447
SVI 2009/005
Informationstechnologien in der zukünftigen Gütertransportwirtschaft
Forschungspaket UVEK/ASTRA "Strategien zum wesensgerechten Einsatz der Verkehrsmittel im Güterverkehr der Schweiz", Teilprojekt E
2013
1446
VSS 2005/454
Forschungspaket Recycling von Ausbauasphalt in Heissmischgut: EP3: Stofffluss- und
Nachhaltigkeitsbeurteilung
2013
1445
VSS 2009/301
Öffnung der Busstreifen für weitere Verkehrsteilnehmende
2013
1444
VSS 2007/306
Verkehrsqualität und Leistungsfähigkeit von Anlagen des leichten Zweirad- und des
Fussgängerverkehrs
2013
1443
VSS 2007/305
Verkehrsqualität und Leistungsfähigkeit des strassengebundenen ÖV
2013
1442
SVI 2010/004
Messen des Nutzens von Massnahmen mit Auswirkungen auf den Langsamverkehr Vorstudie
2013
1441_2
SVI 2009/010
Zielsystem im Güterverkehr. Forschungspaket UVEK/ASTRA Strategien zum wesensgerechten Einsatz der Verkehrsmittel im Güterverkehr der Schweiz - Teilprojekt G
2013
1441_1
SVI 2009/010
Effizienzsteigerungspotenziale in der Transportwirtschaft durch integrierte Bewirtschaftungsinstrumente aus Sicht der Infrastrukturbetreiber
Synthese der Teilprojekte B3, C, D, E und F des Forschungspakets Güterverkehr anhand eines Zielsystems für den Güterverkehr
2013
1440
SVI 2009/006
Benchmarking-Ansätze im Verkehrswesen
2013
1439
SVI 2009/002
Konzept zur effizienten Erfassung und Analyse der Güterverkehrsdaten
Forschungspaket UVEK/ASTRA Strategien zum wesensgerechten Einsatz von Verkehrsmitteln im Güterverkehr der Schweiz TP A
2013
1438_2
SVI 2009/011
Ortsbezogene Massnahmen zur Reduktion der Auswirkungen des Güterverkehrs - Teil
2. Forschungspaket UVEK/ASTRA Strategien zum wesensgerechten Einsatz der Verkehrsmittel im Güterverkehr der Schweiz TP H
2013
66
November 2014
1493
BerichtNr.
Projekt Nr.
Titel
Jahr
1438_1
SVI 2009/011
Ortsbezogene Massnahmen zur Reduktion der Auswirkungen des Güterverkehrs - Teil
1. Forschungspaket UVEK/ASTRA Strategien zum wesensgerechten Einsatz der Verkehrsmittel im Güterverkehr der Schweiz TP H
2013
1437
VSS 2008/203
Trottoirüberfahrten und punktuelle Querungen ohne Vortritt für den Langsamverkehr
2013
1436
VSS 2010/401
Auswirkungen verschiedener Recyclinganteile in ungebundenen Gemischen
2013
1435
FGU 2008/007_OBF
Schadstoff- und Rauchkurzschlüsse bei Strassentunneln
2013
1434
VSS 2006/503
Performance Oriented Requirements for Bitumainous Mixtures
2013
1433
ASTRA 2010/001
Güterverkehr mit Lieferwagen: Entwicklungen und Massnahmen
Forschungspaket UVEK/ASTRA Strategien zum wesensgerechten Einsatz der Verkehrsmittel im Güterverkehr der Schweiz TP B3
2013
1432
ASTRA 2007/011
Praxis-Kalibrierung der neuen mobilen Grossversuchanlage MLS10 für beschleunigte
Verkehrslastsimulation auf Strassenbelägen in der Schweiz
2013
1431
ASTRA 2011/015
TeVeNOx - Testing of SCR-Systems on HD-Vehicles
2013
1430
ASTRA 2009/004
Impact des conditions météorologiques extrêmes sur la chaussée
2013
1429
SVI 2009/009
Einschätzungen der Infrastrukturnutzer zur Weiterentwicklung des Regulativs
Forschungspaket UVEK/ASTRA Strategien zum wesensgerechten Einsatz der Verkehrsmittel im Güterverkehr der Schweiz TP F
2013
1428
SVI 2010/005
Branchenspezifische Logistikkonzepte und Güterverkehrsaufkommen sowie deren
Trends Forschungspaket UVEK/ASTRA Strategien zum wesensgerechten Einsatz der
Verkehrsmittel im Güterverkehr der Schweiz TP B2
2013
1427
SVI 2006/002
Begegnungszonen - eine Werkschau mit Empfehlungen für die Realisierung
2013
1426
ASTRA 2010/025_OBF Luftströmungsmessung in Strassentunneln
2013
1425
VSS 2005/401
Résistance à l'altération des granulats et des roches
2013
1424
ASTRA 2006/007
Optimierung der Baustellenplanung an Autobahnen
2013
1423
ASTRA 2010/012
Forschungspaket: Lärmarme Beläge innerorts EP3: Betrieb und Unterhalt lärmarmer
Beläge
2013
1422
ASTRA 2011/006_OBF Fracture processes and in-situ fracture observations in Gipskeuper
2013
1421
VSS 2009/901
Experimenteller Nachweis des vorgeschlagenen Raum- und Topologiemodells für die
VM-Anwendungen in der Schweiz (MDATrafo)
2013
1420
SVI 2008/003
Projektierungsfreiräume bei Strassen und Plätzen
2013
1419
VSS 2001/452
Stabilität der Polymere beim Heisseinbau von PmB-haltigen Strassenbelägen
2013
1418
VSS 2008/402
Anforderungen an hydraulische Eigenschaften von Geokunststoffen
2012
1417
FGU 2009/002
Heat Exchanger Anchors for Thermo-active Tunnels
2013
1416
FGU 2010/001
Sulfatwiderstand von Beton: verbessertes Verfahren basierend auf der Prüfung nach
SIA 262/1, Anhang D
2013
1415
VSS 2010/A01
Wissenslücken im Infrastrukturmanagementprozess "Strasse" im Siedlungsgebiet
2013
1414
VSS 2010/201
Passive Sicherheit von Tragkonstruktionen der Strassenausstattung
2013
1413
SVI 2009/003
Güterverkehrsintensive Branchen und Güterverkehrsströme in der Schweiz
Forschungspaket UVEK/ASTRA Strategien zum wesensgerechten Einsatz der Verkehrsmittel im Güterverkehr der Schweiz Teilprojekt B1
2013
1412
ASTRA 2010/020
Werkzeug zur aktuellen Gangliniennorm
2013
1411
VSS 2009/902
Verkehrstelematik für die Unterstützung des Verkehrsmanagements in ausserordentlichen Lagen
2013
1410
VSS 2010/202_OBF
Reduktion von Unfallfolgen bei Bränden in Strassentunneln durch Abschnittsbildung
1409
ASTRA 2010/017_OBF Regelung der Luftströmung in Strassentunneln im Brandfall
2013
1408
VSS 2000/434
Vieillissement thermique des enrobés bitumineux en laboratoire
2012
1407
ASTRA 2006/014
Fusion des indicateurs de sécurité routière : FUSAIN
2012
1406
ASTRA 2004/015
Amélioration du modèle de comportement individuell du Conducteur pour évaluer la
sécurité d'un flux de trafic par simulation
2012
1405
ASTRA 2010/009
Potential von Photovoltaik an Schallschutzmassnahmen entlang der Nationalstrassen
2012
1404
VSS 2009/707
Validierung der Kosten-Nutzen-Bewertung von Fahrbahn-Erhaltungsmassnahmen
2012
November 2014
2013
67
1493
BerichtNr.
68
Projekt Nr.
Titel
Jahr
1403
SVI 2007/018
Vernetzung von HLS- und HVS-Steuerungen
2012
1402
VSS 2008/403
Witterungsbeständigkeit und Durchdrückverhalten von Geokunststoffen
2012
1401
SVI 2006/003
Akzeptanz von Verkehrsmanagementmassnahmen-Vorstudie
2012
1400
VSS 2009/601
Begrünte Stützgitterböschungssysteme
2012
1399
VSS 2011/901
Erhöhung der Verkehrssicherheit durch Incentivierung
2012
1398
ASTRA 2010/019
Environmental Footprint of Heavy Vehicles Phase III: Comparison of Footprint and
Heavy Vehicle Fee (LSVA) Criteria
2012
1397
FGU 2008/003_OBF
Brandschutz im Tunnel: Schutzziele und Brandbemessung Phase 1: Stand der Technik
2012
1396
VSS 1999/128
Einfluss des Umhüllungsgrades der Mineralstoffe auf die mechanischen Eigenschaften
von Mischgut
2012
1395
FGU 2009/003
KarstALEA: Wegleitung zur Prognose von karstspezifischen Gefahren im Untertagbau
2012
1394
VSS 2010/102
Grundlagen Betriebskonzepte
2012
1393
VSS 2010/702
Aktualisierung SN 640 907, Kostengrundlage im Erhaltungsmanagement
2012
1392
ASTRA 2008/008_009
FEHRL Institutes WIM Initiative (Fiwi)
2012
1391
ASTRA 2011/003
Leitbild ITS-CH Landverkehr 2025/30
2012
1390
FGU 2008/004_OBF
Einfluss der Grundwasserströmung auf das Quellverhalten des Gipskeupers im Belchentunnel
2012
1389
FGU 2003/002
Long Term Behaviour of the Swiss National Road Tunnels
2012
1388
SVI 2007/022
Möglichkeiten und Grenzen von elektronischen Busspuren
2012
1387
VSS 2010/205_OBF
Ablage der Prozessdaten bei Tunnel-Prozessleitsystemen
2012
1386
VSS 2006/204
Schallreflexionen an Kunstbauten im Strassenbereich
2012
1385
VSS 2004/703
Bases pour la révision des normes sur la mesure et l'évaluation de la planéité des
chaussées
2012
1384
VSS 1999/249
Konzeptuelle Schnittstellen zwischen der Basisdatenbank und EMF-, EMK- und EMTDB
2012
1383
FGU 2008/005
Einfluss der Grundwasserströmung auf das Quellverhalten des Gipskeupers im Chienbergtunnel
2012
1382
VSS 2001/504
Optimierung der statischen Eindringtiefe zur Beurteilung von harten Gussasphaltsorten
2012
1381
SVI 2004/055
Nutzen von Reisezeiteinsparungen im Personenverkehr
2012
1380
ASTRA 2007/009
Wirkungsweise und Potential von kombinierter Mobilität
2012
1379
VSS 2010/206_OBF
Harmonisierung der Abläufe und Benutzeroberflächen bei Tunnel-Prozessleitsystemen
2012
1378
SVI 2004/053
Mehr Sicherheit dank Kernfahrbahnen?
2012
1377
VSS 2009/302
Verkehrssicherheitsbeurteilung bestehender Verkehrsanlagen (Road Safety Inspection)
2012
1376
ASTRA 2011/008_004
Erfahrungen im Schweizer Betonbrückenbau
2012
1375
VSS 2008/304
Dynamische Signalisierungen auf Hauptverkehrsstrassen
2012
1374
FGU 2004/003
Entwicklung eines zerstörungsfreien Prüfverfahrens für Schweissnähte von KDB
2012
1373
VSS 2008/204
Vereinheitlichung der Tunnelbeleuchtung
2012
1372
SVI 2011/001
Verkehrssicherheitsgewinne aus Erkenntnissen aus Datapooling und strukturierten
Datenanalysen
2012
1371
ASTRA 2008/017
Potenzial von Fahrgemeinschaften
2011
1370
VSS 2008/404
Dauerhaftigkeit von Betonfahrbahnen aus Betongranulat
2011
1369
VSS 2003/204
Rétention et traitement des eaux de chaussée
2012
1368
FGU 2008/002
Soll sich der Mensch dem Tunnel anpassen oder der Tunnel dem Menschen?
2011
1367
VSS 2005/801
Grundlagen betreffend Projektierung, Bau und Nachhaltigkeit von Anschlussgleisen
2011
1366
VSS 2005/702
Überprüfung des Bewertungshintergrundes zur Beurteilung der Strassengriffigkeit
2010
1365
SVI 2004/014
Neue Erkenntnisse zum Mobilitätsverhalten dank Data Mining?
2011
1364
SVI 2009/004
Regulierung des Güterverkehrs Auswirkungen auf die Transportwirtschaft
Forschungspaket UVEK/ASTRA Strategien zum wesensgerechten Einsatz der Verkehrsmittel im Güterverkehr der Schweiz TP D
2012
1363
VSS 2007/905
Verkehrsprognosen mit Online -Daten
2011
November 2014
1493
BerichtNr.
1362
Projekt Nr.
SVI 2004/012
Titel
Jahr
Aktivitätenorientierte Analyse des Neuverkehrs
2012
1361
SVI 2004/043
Innovative Ansätze der Parkraumbewirtschaftung
2012
1360
VSS 2010/203
Akustische Führung im Strassentunnel
2012
1359
SVI 2004/003
Wissens- und Technologientransfer im Verkehrsbereich
2012
1358
SVI 2004/079
Verkehrsanbindung von Freizeitanlagen
2012
1357
SVI 2007/007
Unaufmerksamkeit und Ablenkung: Was macht der Mensch am Steuer?
2012
1356
SVI 2007/014
Kooperation an Bahnhöfen und Haltestellen
2011
1355
FGU 2007/002
Prüfung des Sulfatwiderstandes von Beton nach SIA 262/1, Anhang D: Anwendbarkeit
und Relevanz für die Praxis
2011
1354
VSS 2003/203
Anordnung, Gestaltung und Ausführung von Treppen, Rampen und Treppenwegen
2011
1353
VSS 2000/368
Grundlagen für den Fussverkehr
2011
1352
VSS 2008/302
Fussgängerstreifen (Grundlagen)
2011
1351
ASTRA 2009/001
Development of a best practice methodology for risk assessment in road tunnels
2011
1350
VSS 2007/904
IT-Security im Bereich Verkehrstelematik
2011
1349
VSS 2003/205
In-Situ-Abflussversuche zur Untersuchung der Entwässerung von Autobahnen
2011
1348
VSS 2008/801
Sicherheit bei Parallelführung und Zusammentreffen von Strassen mit der Schiene
2011
1347
VSS 2000/455
Leistungsfähigkeit von Parkierungsanlagen
2010
1346
ASTRA 2007/004
Quantifizierung von Leckagen in Abluftkanälen bei Strassentunneln mit konzentrierter
Rauchabsaugung
2010
1345
SVI 2004/039
Einsatzbereiche verschiedener Verkehrsmittel in Agglomerationen
2011
1344
VSS 2009/709
Initialprojekt für das Forschungspaket "Nutzensteigerung für die Anwender des SIS"
2011
1343
VSS 2009/903
Basistechnologien für die intermodale Nutzungserfassung im Personenverkehr
2011
1342
FGU 2005/003
Untersuchungen zur Frostkörperbildung und Frosthebung beim Gefrierverfahren
2010
1341
FGU 2007/005
Design aids for the planning of TBM drives in squeezing ground
2011
1340
SVI 2004/051
Aggressionen im Verkehr
2011
1339
SVI 2005/001
Widerstandsfunktionen für Innerorts-Strassenabschnitte ausserhalb des Einflussbereiches von Knoten
2010
1338
VSS 2006/902
Wirkungsmodelle für fahrzeugseitige Einrichtungen zur Steigerung der Verkehrssicherheit
2009
1337
ASTRA 2006/015
Development of urban network travel time estimation methodology
2011
1336
ASTRA 2007/006
SPIN-ALP: Scanning the Potential of Intermodal Transport on Alpine Corridors
2010
1335
VSS 2007/502
Stripping bei lärmmindernden Deckschichten unter Überrollbeanspruchung im Labormassstab
2011
1334
ASTRA 2009/009
Was treibt uns an? Antriebe und Treibstoffe für die Mobilität von Morgen
2011
1333
SVI 2007/001
Standards für die Mobilitätsversorgung im peripheren Raum
2011
1332
VSS 2006/905
Standardisierte Verkehrsdaten für das verkehrsträgerübergreifende Verkehrsmanagement
2011
1331
VSS 2005/501
Rückrechnung im Strassenbau
2011
1330
FGU 2008/006
Energiegewinnung aus städtischen Tunneln: Systemeevaluation
2010
1329
SVI 2004/073
Alternativen zu Fussgängerstreifen in Tempo-30-Zonen
2010
1328
VSS 2005/302
Grundlagen zur Quantifizierung der Auswirkungen von Sicherheitsdefiziten
2011
1327
VSS 2006/601
Vorhersage von Frost und Nebel für Strassen
2010
1326
VSS 2006/207
Erfolgskontrolle Fahrzeugrückhaltesysteme
2011
1325
SVI 2000/557
Indices caractéristiques d'une cité-vélo. Méthode d'évaluation des politiques cyclables
en 8 indices pour les petites et moyennes communes.
2010
1324
VSS 2004/702
Eigenheiten und Konsequenzen für die Erhaltung der Strassenverkehrsanlagen im
überbauten Gebiet
2009
1323
VSS 2008/205
Ereignisdetektion im Strassentunnel
2011
1322
SVI 2005/007
Zeitwerte im Personenverkehr: Wahrnehmungs- und Distanzabhängigkeit
2008
1321
VSS 2008/501
Validation de l'oedomètre CRS sur des échantillons intacts
2010
1320
VSS 2007/303
Funktionale Anforderungen an Verkehrserfassungssysteme im Zusammenhang mit
Lichtsignalanlagen
2010
November 2014
69
1493
BerichtNr.
70
Projekt Nr.
Titel
Jahr
1319
VSS 2000/467
Auswirkungen von Verkehrsberuhigungsmassnahmen auf die Lärmimmissionen
2010
1318
FGU 2006/001
Langzeitquellversuche an anhydritführenden Gesteinen
2010
1317
VSS 2000/469
Geometrisches Normalprofil für alle Fahrzeugtypen
2010
1316
VSS 2001/701
Objektorientierte Modellierung von Strasseninformationen
2010
1315
VSS 2006/904
Abstimmung zwischen individueller Verkehrsinformation und Verkehrsmanagement
2010
1314
VSS 2005/203
Datenbank für Verkehrsaufkommensraten
2008
1313
VSS 2001/201
Kosten-/Nutzenbetrachtung von Strassenentwässerungssystemen, Ökobilanzierung
2010
1312
SVI 2004/006
Der Verkehr aus Sicht der Kinder:
Schulwege von Primarschulkindern in der Schweiz
2010
1311
VSS 2000/543
VIABILITE DES PROJETS ET DES INSTALLATIONS ANNEXES
2010
1310
ASTRA 2007/002
Beeinflussung der Luftströmung in Strassentunneln im Brandfall
2010
1309
VSS 2008/303
Verkehrsregelungssysteme - Modernisierung von Lichtsignalanlagen
2010
1308
VSS 2008/201
Hindernisfreier Verkehrsraum - Anforderungen aus Sicht von Menschen mit Behinderung
2010
1307
ASTRA 2006/002
Entwicklung optimaler Mischgüter und Auswahl geeigneter Bindemittel; D-A-CH - Initialprojekt
2008
1306
ASTRA 2008/002
Strassenglätte-Prognosesystem (SGPS)
2010
1305
VSS 2000/457
Verkehrserzeugung durch Parkierungsanlagen
2009
1304
VSS 2004/716
Massnahmenplanung im Erhaltungsmanagement von Fahrbahnen
2008
1303
ASTRA 2009/010
Geschwindigkeiten in Steigungen und Gefällen; Überprüfung
2010
1302
VSS 1999/131
Zusammenhang zwischen Bindemitteleigenschaften und
Schadensbildern des Belages?
2010
1301
SVI 2007/006
Optimierung der Strassenverkehrsunfallstatistik durch Berücksichtigung von Daten aus
dem Gesundheitswesen
2009
1300
VSS 2003/903
SATELROU
Perspectives et applications des méthodes de navigation pour la télématique des transports routiers et pour le système d'information de la route
2010
1299
VSS 2008/502
Projet initial - Enrobés bitumineux à faibles impacts énergétiques et écologiques
2009
1298
ASTRA 2007/012
Griffigkeit auf winterlichen Fahrbahnen
2010
1297
VSS 2007/702
Einsatz von Asphaltbewehrungen (Asphalteinlagen) im Erhaltungsmanagement
2009
1296
ASTRA 2007/008
Swiss contribution to the Heavy-Duty Particle
Measurement Programme (HD-PMP)
2010
1295
VSS 2005/305
Entwurfsgrundlagen für Lichtsignalanlagen und Leitfaden
2010
1294
VSS 2007/405
Wiederhol- und Vergleichspräzision der Druckfestigkeit von Gesteinskörnungen am
Haufwerk
2010
1293
VSS 2005/402
Détermination de la présence et de l'efficacité de dope dans les bétons bitumineux
2010
1292
ASTRA 2006/004
Entwicklung eines Pflanzenöl-Blockheizkraftwerkes mit eigener Ölmühle
2010
1291
ASTRA 2009/005
Fahrmuster auf überlasteten Autobahnen
Simultanes Berechnungsmodell für das Fahrverhalten auf Autobahnen als Grundlage
für die Berechnung von Schadstoffemissionen und Fahrzeitgewinnen
2010
1290
VSS 1999/209
Conception et aménagement de passages inférieurs et supérieurs pour piétons et deuxroues légers
2008
1289
VSS 2005/505
Affinität von Gesteinskörnungen und Bitumen, nationale Umsetzung der EN
2010
1288
ASTRA 2006/020
Footprint II - Long Term Pavement Performance and Environmental Monitoring on A1
2010
1287
VSS 2008/301
Verkehrsqualität und Leistungsfähigkeit von komplexen ungesteuerten Knoten: Analytisches Schätzverfahren
2009
1286
VSS 2000/338
Verkehrsqualität und Leistungsfähigkeit auf Strassen ohne Richtungstrennung
2010
1285
VSS 2002/202
In-situ Messung der akustischen Leistungsfähigkeit von Schallschirmen
2009
1284
VSS 2004/203
Evacuation des eaux de chaussée par les bas-cotés
2010
1283
VSS 2000/339
Grundlagen für eine differenzierte Bemessung von Verkehrsanlagen
2008
November 2014
1493
BerichtNr.
Projekt Nr.
Titel
Jahr
1282
VSS 2004/715
Massnahmenplanung im Erhaltungsmanagement von Fahrbahnen: Zusatzkosten infolge Vor- und Aufschub von Erhaltungsmassnahmen
2010
1281
SVI 2004/002
Systematische Wirkungsanalysen von kleinen und mittleren Verkehrsvorhaben
2009
1280
ASTRA 2004/016
Auswirkungen von fahrzeuginternen Informationssystemen auf das Fahrverhalten und
die Verkehrssicherheit Verkehrspsychologischer Teilbericht
2010
1279
VSS 2005/301
Leistungsfähigkeit zweistreifiger Kreisel
2009
1278
ASTRA 2004/016
Auswirkungen von fahrzeuginternen Informationssystemen auf das Fahrverhalten und
die Verkehrssicherheit - Verkehrstechnischer Teilbericht
2009
1277
SVI 2007/005
Multimodale Verkehrsqualitätsstufen für den Strassenverkehr - Vorstudie
2010
1276
VSS 2006/201
Überprüfung der schweizerischen Ganglinien
2008
1275
ASTRA 2006/016
Dynamic Urban Origin - Destination Matrix - Estimation Methodology
2009
1274
SVI 2004/088
Einsatz von Simulationswerkzeugen in der Güterverkehrs- und Transportplanung
2009
1273
ASTRA 2008/006
UNTERHALT 2000 - Massnahme M17, FORSCHUNG: Dauerhafte Materialien und
Verfahren
SYNTHESE - BERICHT zum Gesamtprojekt
"Dauerhafte Beläge" mit den Einzelnen Forschungsprojekten:
- ASTRA 200/419: Verhaltensbilanz der Beläge auf Nationalstrassen
- ASTRA 2000/420: Dauerhafte Komponenten auf der Basis erfolgreicher Strecken
- ASTRA 2000/421: Durabilité des enrobés
- ASTRA 2000/422: Dauerhafte Beläge, Rundlaufversuch
- ASTRA 2000/423: Griffigkeit der Beläge auf Autobahnen, Vergleich zwischen den
Messergebnissen von SRM und SCRIM
- ASTRA 2008/005: Vergleichsstrecken mit unterschiedlichen oberen Tragschichten auf
einer Nationalstrasse
2008
1272
VSS 2007/304
Verkehrsregelungssysteme - behinderte und ältere Menschen an Lichtsignalanlagen
2010
1271
VSS 2004/201
Unterhalt von Lärmschirmen
2009
1270
VSS 2005/502
Interaktion Strasse
Hangstabilität: Monitoring und Rückwärtsrechnung
2009
1269
VSS 2005/201
Evaluation von Fahrzeugrückhaltesystemen im Mittelstreifen von Autobahnen
2009
1268
ASTRA 2005/007
PM10-Emissionsfaktoren von Abriebspartikeln des Strassenverkehrs (APART)
2009
1267
VSS 2007/902
MDAinSVT Einsatz modellbasierter Datentransfernormen (INTERLIS) in der Strassenverkehrstelematik
2009
1266
VSS 2000/343
Unfall- und Unfallkostenraten im Strassenverkehr
2009
1265
VSS 2005/701
Zusammenhang zwischen dielektrischen Eigenschaften und Zustandsmerkmalen von
bitumenhaltigen Fahrbahnbelägen (Pilotuntersuchung)
2009
1264
SVI 2004/004
Verkehrspolitische Entscheidfindung in der Verkehrsplanung
2009
1263
VSS 2001/503
Phénomène du dégel des sols gélifs dans les infrastructures des voies de communication et les pergélisols alpins
2006
1262
VSS 2003/503
Lärmverhalten von Deckschichten im Vergleich zu Gussasphalt mit strukturierter Oberfläche
2009
1261
ASTRA 2004/018
Pilotstudie zur Evaluation einer mobilen Grossversuchsanlage für beschleunigte Verkehrslastsimulation auf Strassenbelägen
2009
1260
FGU 2005/001
Testeinsatz der Methodik "Indirekte Vorauserkundung von wasserführenden Zonen
mittels Temperaturdaten anhand der Messdaten des Lötschberg-Basistunnels
2009
1259
VSS 2004/710
Massnahmenplanung im Erhaltungsmanagement von Fahrbahnen - Synthesebericht
2008
1258
VSS 2005/802
Kaphaltestellen Anforderungen und Auswirkungen
2009
1257
SVI 2004/057
Wie Strassenraumbilder den Verkehr beeinflussen
Der Durchfahrtswiderstand als Arbeitsinstrument bei der städtebaulichen Gestaltung
von Strassenräumen
2009
1256
VSS 2006/903
Qualitätsanforderungen an die digitale Videobild-Bearbeitung zur Verkehrsüberwachung
2009
1255
VSS 2006/901
Neue Methoden zur Erkennung und Durchsetzung der zulässigen Höchstgeschwindigkeit
2009
1254
VSS 2006/502
Drains verticaux préfabriqués thermiques pour la consolidation in-situ des sols
2009
November 2014
71
1493
BerichtNr.
72
Projekt Nr.
Titel
Jahr
1253
VSS 2001/203
Rétention des polluants des eaux de chausées selon le système "infilitrations sur les
talus". Vérification in situ et optimisation
2009
1252
SVI 2003/001
Nettoverkehr von verkehrsintensiven Einrichtungen (VE)
2009
1251
ASTRA 2002/405
Incidence des granulats arrondis ou partiellement arrondis sur les propriétés d'ahérence
des bétons bitumineux
2008
1250
VSS 2005/202
Strassenabwasser Filterschacht
2007
1249
FGU 2003/004
Einflussfaktoren auf den Brandwiderstand von Betonkonstruktionen
2009
1248
VSS 2000/433
Dynamische Eindringtiefe zur Beurteilung von Gussasphalt
2008
1247
VSS 2000/348
Anforderungen an die strassenseitige Ausrüstung bei der Umwidmung von Standstreifen
2009
1246
VSS 2004/713
Massnahmenplanung im Erhaltungsmanagement von Fahrbahnen: Bedeutung Oberflächenzustand und Tragfähigkeit sowie gegenseitige Beziehung für Gebrauchs- und
Substanzwert
2009
1245
VSS 2004/701
Verfahren zur Bestimmung des Erhaltungsbedarfs in kommunalen Strassennetzen
2009
1244
VSS 2004/714
Massnahmenplanung im Erhaltungsmanagement von Fahrbahnen - Gesamtnutzen und
Nutzen-Kosten-Verhältnis von standardisierten Erhaltungsmassnahmen
2008
1243
VSS 2000/463
Kosten des betrieblichen Unterhalts von Strassenanlagen
2008
1242
VSS 2005/451
Recycling von Ausbauasphalt in Heissmischgut
2007
1241
ASTRA 2001/052
Erhöhung der Aussagekraft des LCPC Spurbildungstests
2009
1240
ASTRA 2002/010
L'acceptabilité du péage de congestion : Résultats et
analyse de l'enquête en Suisse
2009
1239
VSS 2000/450
Bemessungsgrundlagen für das Bewehren mit Geokunststoffen
2009
1238
VSS 2005/303
Verkehrssicherheit an Tagesbaustellen und bei Anschlüssen im Baustellenbereich von
Hochleistungsstrassen
2008
1237
VSS 2007/903
Grundlagen für eCall in der Schweiz
2009
1236
ASTRA 2008/008_07
Analytische Gegenüberstellung der Strategie- und Tätigkeitsschwerpunkte ASTRAAIPCR
2008
1235
VSS 2004/711
Forschungspaket Massnahmenplanung im EM von Fahrbahnen - Standardisierte Erhaltungsmassnahmen
2008
1234
VSS 2006/504
Expérimentation in situ du nouveau drainomètre européen
2008
1233
ASTRA 2000/420
Unterhalt 2000 Forschungsprojekt FP2 Dauerhafte Komponenten bitumenhaltiger Belagsschichten
2009
660
AGB 2008/002
Indirekt gelagerte Betonbrücken - Sachstandsbericht
2014
659
AGB 2009/014
Suizidprävention bei Brücken: Follow-Up
2014
658
AGB 2006/015_OBF
Querkraftwiderstand vorgespannter Brücken mit ungenügender Querkraftbewehrung
2014
657
AGB 2003/012
Brücken in Holz: Möglichkeiten und Grenzen
2013
656
AGB 2009/015
Experimental verification oif integral bridge abutments
2013
655
AGB 2007/004
Fatigue Life Assessment of Roadway Bridges Based on Actual Traffic Loads
2013
654
AGB 2005-008
Thermophysical and Thermomechanical Behavior of Cold-Curing Structural Adhesives
in Bridge Construction
2013
653
AGB 2007/002
Poinçonnement des pontsdalles précontraints
2013
652
AGB 2009/006
Detektion von Betonstahlbrüchen mit der magnetischen Streufeldmethode
2013
651
AGB 2006/006_OBF
Instandsetzung und Monitoring von AAR-geschädigten Stützmauern und Brücken
2013
650
AGB 2005/010
Korrosionsbeständigkeit von nichtrostenden Betonstählen
2012
649
AGB 2008/012
Anforderungen an den Karbonatisierungswiderstand von Betonen
2012
648
AGB 2005/023 +
AGB 2006/003
Validierung der AAR-Prüfungen für Neubau und Instandsetzung
2011
647
AGB 2004/010
Quality Control and Monitoring of electrically isolated post- tensioning tendons in bridges
2011
646
AGB 2005/018
Interactin sol-structure : ponts à culées intégrales
2010
645
AGB 2005/021
Grundlagen für die Verwendung von Recyclingbeton aus Betongranulat
2010
November 2014
1493
BerichtNr.
Projekt Nr.
Titel
Jahr
644
AGB 2005/004
Hochleistungsfähiger Faserfeinkornbeton zur Effizienzsteigerung bei der Erhaltung von
Kunstbauten aus Stahlbeton
2010
643
AGB 2005/014
Akustische Überwachung einer stark geschädigten Spannbetonbrücke und Zustandserfassung beim Abbruch
2010
642
AGB 2002/006
Verbund von Spanngliedern
2009
641
AGB 2007/007
Empfehlungen zur Qualitätskontrolle von Beton mit Luftpermeabilitätsmessungen
2009
640
AGB 2003/011
Nouvelle méthode de vérification des ponts mixtes à âme pleine
2010
639
AGB 2008/003
RiskNow-Falling Rocks Excel-basiertes Werkzeug zur Risikoermittlung bei Steinschlagschutzgalerien
2010
638
AGB2003/003
Ursachen der Rissbildung in Stahlbetonbauwerken aus Hochleistungsbeton und neue
Wege zu deren Vermeidung
2008
637
AGB 2005/009
Détermination de la présence de chlorures à l'aide du Géoradar
2009
636
AGB 2002/028
Dimensionnement et vérification des dalles de roulement de ponts routiers
2009
635
AGB 2004/002
Applicabilité de l'enrobé drainant sur les ouvrages d'art du réseau des routes nationales
2008
634
AGB 2002/007
Untersuchungen zur Potenzialfeldmessung an Stahlbetonbauten
2008
633
AGB 2002/014
Oberflächenschutzsysteme für Betontragwerke
2008
632
AGB 2008/201
Sicherheit des Verkehrssystem Strasse und dessen Kunstbauten
Testregion - Methoden zur Risikobeurteilung Schlussbericht
2010
631
AGB 2000/555
Applications structurales du Béton Fibré à Ultra-hautes Performances aux ponts
2008
630
AGB 2002/016
Korrosionsinhibitoren für die Instandsetzung chloridverseuchter Stahlbetonbauten
2010
629
AGB 2003/001 +
AGB 2005/019
Integrale Brücken - Sachstandsbericht
2008
628
AGB 2005/026
Massnahmen gegen chlorid-induzierte Korrosion und zur Erhöhung der Dauerhaftigkeit
2008
627
AGB 2002/002
Eigenschaften von normalbreiten und überbreiten Fahrbahnübergängen aus Polymerbitumen nach starker Verkehrsbelastung
2008
626
AGB 2005/110
Sicherheit des Verkehrssystems Strasse und dessen Kunstbauten: Baustellensicherheit
bei Kunstbauten
2009
625
AGB 2005/109
Sicherheit des Verkehrssystems Strasse und dessen Kunstbauten: Effektivität und
Effizienz von Massnahmen bei Kunstbauten
2009
624
AGB 2005/108
Sicherheit des Verkehrssystems / Strasse und dessen Kunstbauten / Risikobeurteilung
für Kunstbauten
2010
623
AGB 2005/107
Sicherheit des Verkehrssystems Strasse und dessen Kunstbauten: Tragsicherheit der
bestehenden Kunstbauten
2009
622
AGB 2005/106
Rechtliche Aspekte eines risiko- und effizienzbasierten Sicherheitskonzepts
2009
621
AGB 2005/105
Sicherheit des Verkehrssystems Strasse und dessen Kunstbauten
Szenarien der Gefahrenentwicklung
2009
620
AGB 2005/104
Sicherheit des Verkehrssystems Strasse und dessen Kunstbauten: Effektivität und
Effizienz von Massnahmen
2009
619
AGB 2005/103
Sicherheit des Verkehrssystems / Strasse und dessen Kunstbauten / Ermittlung des
Netzrisikos
2010
618
AGB 2005/102
Sicherheit des Verkehrssystems Strasse und dessen Kunstbauten: Methodik zur vergleichenden Risikobeurteilung
2009
617
AGB 2005/100
Sicherheit des Verkehrssystems Strasse und dessen Kunstbauten
Synthesebericht
2010
616
AGB 2002/020
Beurteilung von Risiken und Kriterien zur Festlegung akzeptierter Risiken in Folge
aussergewöhnlicher Einwirkungen bei Kunstbauten
2009
November 2014
73

Neue Methoden zur Beurtei- lung der Tieftemperatureigen

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